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UNIVERSIDADE FEDERAL DE ITAJUBÁ PRÓ-DIRETORIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM

ENGENHARIA MECÂNICA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

USINAGEM POR TORNEAMENTO EM ACABAMENTO DA LIGA Ti-6Al-4V

Autor: Carlos Alberto Magalhães Orientador: Prof. João Roberto Ferreira, Dr.

Itajubá , dezembro de 2003

81

CAPÍTULO VI

6 - Procedimento experimental

6.1 - Generalidades

Como o trabalho foi desenvolvido com finalidades de aplicação prática na

indústria, os experimentos foram realizados na linha de fabricação da Indústria de Material

Bélico do Brasil, IMBEL – FI, localizada em Itajubá-MG.

A síntese deste trabalho foi otimizar as condições de corte e determinar o melhor

tipo de ferramenta para usinagem de acabamento da liga de titânio Ti-6Al-4V por

torneamento em torno CNC. Em condições de produção em série, normalmente dois

critérios são considerados fundamentais pelas indústrias para se otimizar um processo, são

eles: mínimo custo e máxima produção. Neste estudo, mais especificamente, foi enfocado

também o critério do acabamento superficial que devido às necessidades construtivas da

peça, não pode ultrapassar valores de rugosidade média (Ra) superiores a 0,8 µm, de modo

a eliminar operações de retificação na fase final de acabamento.

Como o início dos estudos se deu em função de uma necessidade real de se

produzir peças de armamento leve em liga de titânio, optou-se por concentrar esforços na

usinagem de uma peça de pistolas semi-automáticas para exportação denominada

“Percussor”, que por exigência do cliente, passará a ser fabricada na liga Ti-6Al-4V.

82

6.2 - Material, máquinas, equipamentos e ferramentas

6.2.1 - Material

O material utilizado nos ensaios foi a liga de titânio Ti-6Al-4V laminada em barras

cuja composição química e as propriedades mecânicas são apresentadas nas tabelas 6.1 e

6.2.

Tabela: 6.1 - Composição química da liga Ti-6Al-4V (ASM, 1998)

Elementos de liga Fe N O H Al V Ti

% em peso 0,216 0,0024 0,16 0,0033 6,28 4,27 89,07

Tabela 6.2- Propriedades mecânicas da liga Ti-6Al-4V / AISI 1045 (ASM, 1998)

Tensão limite de

escoamento(MPa)

Tensão limite

ruptura(MPa)

Alongamento

(%)

Redução de

área (%)

Dureza

(HB)

Ti-6Al-4V 911,4 999,6 12 32 292

AISI 1045 310 565 16 40 163

Na figura 6.1, é mostrado um modelo de corpo de prova cilíndrico com Ø20 x

145mm, na liga Ti-6Al-4V normalizados utilizado nos testes.

Figura 6.1 - Corpo de prova em liga Ti 6Al-4V.

83

6.2.2 – Máquinas e equipamentos

Para execução deste trabalho foram utilizados os seguintes equipamentos:

-Um torno CNC marca Romi modelo Cosmos 10U com 7,5kW de potência e com

rotação máxima de 6000 rpm para usinagem dos corpos de prova (figura 6.2).

Figura 6.2 -Torno horizontal marca Romi modelo Cosmos 10U.

-Um microscópio ótico marca ERNST LEITZ com capacidade de aumento de 36

vezes para analisar o desgaste das ferramentas (figura 6.3).

Figura 6.3 - Microscópio ótico Ernst Leitz.

84

-Um paquímetro digital Mitutoyo de 150 mm para controlar o diâmetro dos

corpos de prova (figura 6.4).

Figura 6.4 - Paquímetro digital Mitutoyo 150 mm.

-Um rugosímetro portátil marca Mitutoyo modelo SJ-201, figura 6.5.

Figura 6.5 - Rugosímetro Mitutoyo mod.SJ 201.

-Um microscópio eletrônico de varredura (MEV) LEO modelo 1450-VP com

filamento de tungstênio – DEMAR/FAENQUIL, para avaliação do desgaste das

ferramentas.

85

6.2.3 – Ferramentas e fluido de corte

Neste trabalho utilizou-se as seguintes ferramentas:

- Um suporte para torneamento ISO SVJBR 2020 K16.

- CBN com geometria ISO VBMW-160404 (Rossi Ferramentas).

- Diamante (PCD) com geometria ISO VBMW-160404 (Rossi Ferramentas).

- Metal duro classe ISO S10, com geometria ISO VBGT- 160404-UM- H10A

(Sandvik).

Nos ensaios experimentais utilizou-se o óleo de corte Syntilo 920 da Castrol.

Fluido sintético bioestável, com propriedades anticorrosivas isento de cloro, nitritos e

fenóis, para uso em retífica e usinagem em máquinas operatrizes convencionais e a

comando numérico de metais de média a baixa usinabilidade com concentração variando

de 7 a 10% em água. Indicado para substituição de óleos integrais ou fluidos de corte

solúveis a base mineral tipo EP.

6.3 - Metodologia experimental

6.3.1 – Preparação dos corpos de prova

No trabalho de preparação dos corpos de prova (CDP), foi utilizado uma única

aresta do inserto de metal duro classe ISO S10 Sandvik H10A com os parâmetros:

Vc=100 m/min , f=0,05mm/v e ap=variável, com refrigeração. Foi obtido uma rugosidade

Ra nos CDP de 0,45 µm, sem desgaste aparente da aresta do inserto. Fato considerado

muito interessante para um início de trabalho de pesquisa de parâmetros.

Iniciaram-se os ensaios de torneamento dos corpos de prova utilizando parâmetros

otimizados de usinagem, visando máxima produtividade e respeitando a necessidade de

uma rugosidade Ra de 0,8 µm. Os ensaios foram se sucedendo em função da análise dos

resultados obtidos objetivando encontrar o equilíbrio entre: vida da ferramenta, menor

86

tempo de usinagem e o grau de acabamento desejado.

A fixação dos corpos de prova no torno foi feita por pinça hidráulica e com auxílio

do contra ponta para diminuir a influência de vibrações e representar a condição real de

usinagem do percussor.

O óleo solúvel, numa concentração de 10% em água foi aspergido sobre o corpo de

prova numa vazão de 30 l/min na região de corte através dos bicos originais da máquina,

sem o auxílio de recursos especiais.

6.3.2 – Ensaios preliminares

Nesta etapa do trabalho houve grande preocupação em ajustar as melhores

condições de usinagem com o mínimo de ensaios antes do início dos testes definitivos,

principalmente devido à escassez de recursos como hora-máquina e material. Nas tabelas

6.3 a 6.4 são mostradas as variações de parâmetros experimentadas para otimização.

Tabela 6.3 – Variáveis do primeiro ensaio (CBN e PCD).

Parâmetros de ensaio Variação

Velocidade de corte Vc (m/min) 180 e 220

Avanço f (mm/v) 0,07 e 0,10

Profundidade de corte ap (mm) 0,5

Refrigeração (sem e com) SR e CR

Tabela 6.4 – Variáveis do segundo ensaio (CBN e PCD).





Refrigeração (sem e com) SR e CR

87

Tabela 6.5 – Variáveis do terceiro ensaio (PCD).





Com refrigeração CR

Tabela 6.6 – Variáveis do quarto ensaio (PCD).






6.3.3 – Ensaios definitivos

Uma vez definidas as melhores condições de corte foram elaboradas tabelas

individuais ajustadas para cada tipo de ferramenta em teste, conforme mostrado nas tabelas

6.7 e 6.8.

Tabela 6.7 – Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de MD





Refrigeração (com e sem) CR e SR

88

Tabela 6.8 – Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de PCD






89

CAPÍTULO VII

7 – Resultados e discussão

7.1 – Ensaios preliminares

Todos os ensaios foram elaborados segundo os preceitos do “Projeto e análise de

experimentos” apresentado neste trabalho.

Para o primeiro ensaio os parâmetros utilizados foram referenciados na bibliografia

apresentada no capítulo IV e após análise dos resultados obtidos estes foram sendo

otimizados, para só então se iniciar os ensaios definitivos utilizando maior numero de

amostras e fazendo uso do software MINITAB-13.

Utilizando os mesmos recursos quando da preparação dos corpos de prova testou-se

ferramentas de PDC e CBN com os parâmetros mostrados na tabela 7.1.

Tabela 7.1 – Variáveis do primeiro ensaio (CBN e PCD).





Refrigeração (com e sem) SR e CR

Nesta etapa dos ensaios já foi possível tirarmos algumas conclusões importantes

sobre os parâmetros adotados e o desempenho de cada ferramenta.

O ensaio inicial demonstrou que devido ao desgaste acentuado nas arestas de ambas

90

as ferramentas, ocorrido logo após um pequeno comprimento usinado (lc = 57m em

média) inclusive com quebra de alguns insertos de CBN, os parâmetros de corte teriam que

ser suavizados para garantir um tempo de vida de ferramenta aceitável, no mínimo

próximo ao obtido com as ferramentas de metal duro utilizadas nas operações de

preparação dos corpos de prova. Na figura 7.1 vemos a aresta fraturada do inserto de CBN

que sofreu uma falha catastrófica no segundo passe lc ≤ 123m, onde se observa aderência

de material usinado na região do flanco, possivelmente pela alteração dos ângulos de corte

após a quebra.

Figura 7.1- Aresta fraturada da ferramenta de CBN (Vc=220m/min, f=0,07mm/v,

ap=0,25mm, CR, Lc=123m).

A figura 7.2 mostra a aresta de um inserto de PCD onde se observa um severo

desgaste de cratera na superfície de saída da ferramenta com sinais de titânio aderido e

início de desgaste de entalhe. Considerando o ocorrido para um lc ≤ 133m fica evidenciado

um desgaste prematuro da ferramenta.

Apoio do inserto

Inserto de CBN

Adesão de titânio

91

Figura 7.2 - Aresta da ferramenta de PCD com desgaste de cratera e abrasão

(Vc=220m/min, f=0,07mm/v, ap=0,25mm, CR, lc=133m).

O tipo de cavaco, (embora sendo o de cisalhamento, típico deste material) obtido

nas operações de torneamento em acabamento, não é tão representativo para análises e

conclusões sobre os parâmetros de usinagem testados, pois sua aparência não se altera com

a variação destes, mantendo sempre o aspecto de fita helicoidal encaracolado

impossibilitando uma análise orientativa, conforme mostrado na figura 7.3.

Figura 7.3 – Cavaco típico de torneamento em acabamento da liga Ti-6Al-4V.

Desgaste de cratera Início de

desgaste de entalhe

92

Tendo concluído que houve um mau desempenho das ferramentas nesse primeiro

ensaio em função das quebras das ferramentas de CBN (três ferramentas) e do excessivo

desgaste ocorrido nas de PCD, somado a amplitude das variações observadas na

rugosidade, optou-se por interromper os testes e modificar os parâmetros para minimizar a

intensidade dos danos e permitir uma melhor análise de comportamento ferramenta versus

peça.

Para o segundo ensaio, ainda utilizando as ferramentas de CBN e PCD, foram

minimizadas as velocidades de corte de 180 e 220 m/min para 100 e 120 m/min mantendo-

se os avanços de 0,07 e 0,10 mm/v , conforme mostrado na tabela 7.2 .

Tabela 7.2 – Variáveis do segundo ensaio (CBN e PCD).





Refrigeração (com e sem) SR e CR

Iníciou-se os ensaios na condição CR, ou seja, com refrigeração para ambas as

ferramentas em teste. Como o desgaste por entalhe (aprox. 0,2 mm), aliado ao desgaste de

cratera foi muito pronunciado, provavelmente pelo intenso processo de difusão na

ferramenta de CBN, para um Lc de apenas 67 m, com uma Vc = 100 m/min e f = 0,07

mm/v, interrompeu-se o teste para economia de ferramentas. Substituiu-se a ferramenta de

CBN por outra de PCD, também na condição CR, com refrigeração, e como o desgaste foi

considerado aceitável o restante do teste foi concluído com um único inserto.

Como o desgaste das ferramentas de um modo geral ocorreu de forma muito rápida,

como mostrado nas figuras 7.4 e 7.5, um desgaste de entalhe pronunciado para o inserto de

CBN , para um lc = 67m (primeiro passe de corte), e desgaste de cratera próximo a ponta

do inserto de PCD para um lc = 484 m, além de apresentarem valores indesejáveis de

rugosidade, conclui-se mais uma vez que os parâmetros deveriam ser reajustados.

93

Figura 7.4 - Ferramenta de CBN com desgaste de entalhe e cratera ( lc = 67 m e

Vc =100 m/min e f = 0,07 mm/v, ap= 0,5mm, CR).

Figura 7.5 -Ferramenta de PCD com desgaste de cratera (lc = 484 m e

Vc = 100 m/min, f = 0,07 mm/v, ap= 0,5mm, CR).

Mesmo com dados parciais obtidos do segundo ensaio, as análises permitiram a

constatação importante de que mesmo para a velocidade de corte mais baixa (Vc=100

m/min), a rugosidade Ra foi menor que 0,8 µm, embora o desgaste de ambas as

Desgaste de cratera

Início de desgaste de crateraAdesão de

tiânio

Desgaste de entalhe

Adesão de titânio

94

ferramentas tenha sido preocupante, mesmo sob refrigeração. Isto revela que o parâmetro

velocidade de corte não está sendo o principal responsável pelas variações na rugosidade.

Nesta etapa do trabalho coube uma reflexão sobre os parâmetros testados:

- Se, para velocidades de corte de 180 a 220m/min tivemos problemas com desgaste

excessivo e com velocidades de corte de 100 a 120 m/min, já consideradas baixas para

este tipo de material, também o desgaste foi acentuado e sabendo-se que tanto as

velocidades de corte como as taxas de avanço foram escolhidas sob critérios técnicos,

segundo a bibliografia analisada para este tipo de liga, chegou-se à conclusão que outro

parâmetro estivesse interferindo de modo mais preponderante nos resultados do que a

velocidade de corte.

Consultando anotações iniciais de teste observamos que nas primeiras tentativas de

ajuste de máquina, foram feitas algumas usinagens com profundidade de corte ap =

0,25mm (por engano), e apesar de observamos um bom acabamento, na ocasião, não

adotamos o parâmetro por considerá-lo improdutivo para uma linha de fabricação.

Agora, frente a nova situação, optou-se por adotar a profundidade de corte ap= 0,25

mm para dar seqüência ao trabalho com o objetivo de minimizar o desgaste nas arestas

cortantes e conseqüentemente influenciar na rugosidade e maximizar a vida da ferramenta

de corte.

Para execução do terceiro ensaio reajustou-se os parâmetros de velocidade de corte

e avanço em função da profundidade de corte como mostrado na tabela 7.3, descartando o

uso das ferramentas de CBN anteriormente recomendada por Zoya (1998), assim como a

usinagem sem refrigeração devido à severidade dos desgastes apresentados quando do

corte a seco e considerando que os próprios catálogos de fabricantes de ferramentas não

fazem recomendação sobre o uso de CBN para ligas de titânio e nem recomendam a

usinagem a seco (Sandvik, 2002).

95

Tabela 7.3 – Variáveis do terceiro ensaio (PCD).






Nas condições de usinagem da tabela 7.3, a ferramenta PCD resistiu bem ao

esforço de corte que sem dúvida foi bem mais suave em função da pequena profundidade

de corte. Porém observou-se que nessas condições, a relação velocidade de corte e avanço,

aumentou a rugosidade para valores acima do esperado atingindo Ra = 1,07 µm, exigindo a

diminuição do avanço para o ajuste da rugosidade uma vez que a maior velocidade de corte

favoreceu uma menor rugosidade. Repetiu-se o ensaio alterando agora os avanços de

f=0,07 e 0,10 mm/v, para f= 0,05 e 0,07mm/v mantendo as mesmas velocidades de corte

do terceiro ensaio devido às ferramentas terem apresentado um nível de desgaste

desprezível em relação aos testes anteriores. As condições para execução do quarto ensaio

estão descritas na tabela 7.4.

Tabela 7.4 – Variáveis do quarto ensaio (PCD).






Com os resultados obtidos no quarto ensaio considerou-se a possibilidade de se ter

encontrado uma condição de equilíbrio entre o nível de rugosidade atingido Ra= 0,43 a

96

0,70 µm, menor desgaste observado na aresta cortante da ferramenta embora,

apresentando maior adesão de titânio na superfície de saída, provavelmente em função das

altas temperaturas e início de aresta postiça para a Vc=140m/min (figura 7.6), permitindo

dar seqüência a uma série mais ampla de testes para confirmar consistência dos parâmetros

adotados.

Figura 7.6 -Ferramenta de PCD com desgaste de cratera ( lc = 484 m e

Vc = 140 m/min, f = 0,07 mm/v, CR).

7.2 – Resultados e discussão dos ensaios definitivos

Com a avaliação dos resultados dos ensaios preliminares foi possível adquirir a

confiança necessária para a definição dos parâmetros a serem testados e iniciar as séries de

ensaios definitivos, obtendo o volume de dados que permitiram avaliação final de

resultados através da utilização do software estatístico MINITAB.

Nesta etapa de ensaios substituiu-se a ferramenta de CBN por ferramentas de metal

duro classe ISO S10 Sandvik H10A, por se mostrarem menos sensíveis ao desgaste

prematuro durante a fase de preparação dos corpos de prova e também devido seu baixo

custo em relação às ferramentas de CBN descartadas. Por se tratarem de ferramentas com

características bem distintas das de PCD quanto a suas limitações, optou-se por elaborar

duas tabelas com parâmetros diferenciados, tabela 7.5 e 7.6 o que permitiu explorar ao

máximo todo potencial de cada ferramenta.

Desgaste de cratera

Adesão de titânio

Início de desgaste de entalhe

Aresta postiça

97

Tabela 7.5 – Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de MD





Refrigeração (com e sem) CR e SR

Tabela 7.6 – Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de PCD






7.2.1 - Resultados dos ensaios definitivos com ferramenta de metal

duro (MD)

Observando-se resultados de rugosidade obtidos, considerados satisfatórios (Ra

máximo = 0,54 µm) e o desgaste atingido pelas ferramentas de metal duro após um

Lc=1044m, pode-se concluir que estamos trabalhando com parâmetros mais próximos do

ideal para este tipo de ferramenta. Na figura 7.7, é mostrada a ferramenta testada com

refrigeração onde se nota um leve desgaste de cratera, aliado à formação de aresta postiça

(provavelmente pela baixa velocidade de corte) e uma leve adesão de titânio na superfície

de saída.

98

Figura 7.7 – Superfície de saída da ferramenta de MD (Vc= 80 m/min, f= 0,07

mm/v, ap= 0,25 mm, lc = 1044 m, CR).

Na figura 7.8 também referente à ferramenta de MD testada nas mesmas condições

da ferramenta anterior mas, sem refrigeração, é mostrado claramente o efeito de

temperaturas mais elevadas promovendo a aderência de material usinado na superfície de

saída da ferramenta dificultando a usinagem, embora mantendo-se dentro de uma faixa de

rugosidade aceitável (Ra máximo = 0,76 µm) após um lc = 1044 m .

Figura 7.8 – Forte aderência de cavaco na ferramenta de MD (Vc= 80 m/min, f= 0,07

mm/v, ap= 0,25 mm, lc = 1044 m, SR).

Desgaste de cratera

Adesão de titânio

Adesão de titânio

Aresta postiça

Superfície de saída

Superfície de folga

99

Diante dos resultados alcançados nestes ensaios, acredita-se ter atingido, mesmo

que de uma forma empírica, uma faixa de parâmetros de usinagem da liga Ti-6Al-4V, que

nos permitiria operar com certa margem de confiabilidade. Nesse estágio, com o auxílio

do software MINITAB será possível analisar com maior detalhamento os dados obtidos e

estreitar a atual faixa de variação, em outras palavras poder-se-á refinar a análise para se

chegar a um ponto ótimo em relação ao conjunto de variáveis envolvidas no processo.

Fazendo uma análise dos dados da tabela 7.5, para definir quais interações de

parâmetros propiciam um menor grau de rugosidade, foram obtidos os gráficos mostrados

a seguir acompanhados de comentários:

Na figura 7.9, observa-se os efeitos individuais de cada parâmetro de corte

adotados para as ferramentas de metal duro, na rugosidade. Os dados confirmam as

observações dos ensaios preliminares com relação ao avanço de corte onde se observa que

menores avanços propiciam menor rugosidade, usinagem com refrigeração devido à maior

preservação da aresta cortante da ferramenta, também propicia menor rugosidade e numa

análise individual diferentemente do esperado, a velocidade de corte menor favoreceu

menor rugosidade, talvez devido a imprevisibilidade do efeito da formação da aresta

postiça, embora sua influência seja bastante atenuada. As seqüências de análises

posteriores irão demonstrar a importância de se conhecer a influência das interações entre

os parâmetros, mostrando que análises individuais podem conduzir a conclusões erradas.

100

Figura 7.9 - Grau de influência dos parâmetros de usinagem na rugosidade.

Na figura 7.10 é mostrado as possíveis interações entre os pares de parâmetros

obtidos na tabela 7.5, permitindo avaliar com que intensidade estes parâmetros influenciam

no resultado da rugosidade. Numa primeira análise podemos avaliar os efeitos da

interação

Vc x f onde se confirma uma influência pouco significativa da velocidade de corte na

rugosidade e uma influência mais significativa do avanço de corte f . A interação

Vc x refrigerante também se mostra pouco influente na rugosidade, já a interação

f x Refrigerante mostra-se bastante significativa na variação da rugosidade em especial

para avanços maiores onde a geração de calor tende a ser maior e o desgaste da ponta da

ferramenta é acelerado prejudicando o acabamento.

80 m/min 100 m/min 0,05mm/v 0,07mm/v CR SR

Ra (µm)

101

Figura 7.10 -Efeitos dos parâmetros e suas interações na rugosidade, para ferramenta de

metal duro.

Na figura 7.11, é mostrado o efeito das interações entre parâmetros de usinagem

para a ferramenta de metal duro, avaliadas em conjunto e dispostas de forma decrescente ,

permitindo uma visualização comparativa sobre o grau de influência de cada parâmetro e

entre os possíveis grupos de interações. O limite indicado pela linha tracejada no gráfico

mostra o ponto a partir do qual as interações e/ou parâmetros não são mais significativos

( à esquerda da linha tracejada) para influenciar o grau de rugosidade.

102

Figura 7.11 -Efeitos dos parâmetros e suas interações na rugosidade, para

ferramenta de metal duro.

Na figura 7.12, é mostrada de uma forma bastante didática os limites mínimos e

máximos utilizados em cada parâmetro de usinagem obtidos na tabela 6.12a (ferramenta de

metal duro), e o efeito na rugosidade obtido para cada par de interação representadas nos

planos do cubo que permite ver com mais clareza quais pares de interações tendem para a

obtenção de uma rugosidade otimizada.

103

Figura 7.12 -Efeitos das interações simultâneas dos três parâmetros na rugosidade para

ferramenta de metal duro.

Analisando os resultados obtidos com a ferramenta de metal duro e visando

estritamente um melhor acabamento superficial, nos parece lógico adotar velocidades de

corte mais baixas Vc = 80 m/min, avanços de corte também mais baixos, f = 0,05 mm/v e

utilizar fluido refrigerante em abundância. Essa decisão, porém, ainda não pode ser

concluída de forma individual, lembrando que, como estamos fazendo uma análise

comparativa entre duas ferramentas distintas, a eficiência na usinagem é um fator muito

importante. Assim sendo, a próxima etapa onde se fará a análise da ferramenta PCD

servirá de subsídio para a terceira fase que será a avaliação econômica e de desempenho.

0,07 mm/v

0,05 mm/v

80 m/min 100 m/min

104

7.2.2 – Resultados dos ensaios definitivos com ferramenta de

diamante (PCD)

Na figura 7.13, observa-se a ferramenta de PCD testada nas condições adotadas

para essa ferramenta, onde se observa alguma aderência de material usinado na face de

saída, provavelmente em função de altas temperaturas, e um pequeno desgaste de cratera

próximo às bordas do raio da ferramenta considerado pequeno em função do lc=1044m.

Figura 7.13 – Ferramenta de PCD (Vc= 160 m/min, f= 0,07,mm/v, ap= 0,25 mm,

lc = 1044 m, CR).

Ainda com o auxílio do software MINITAB construiu-se os gráficos relativos aos

testes com ferramenta de Diamante Policristalino (PCD).

Na figura 7.14, observa-se os efeitos individuais de cada parâmetro da tabela 7.6

em relação ao grau de rugosidade obtido com ferramenta PCD. Com um comportamento

um pouco diferenciado da ferramenta de metal duro, observa-se com relação ao avanço de

corte que menores avanços propiciam menor rugosidade, a usinagem com refrigeração não

é opcional para o PCD, portanto, também propicia menor rugosidade, e assim como o

ocorrido com o MD, a menor velocidade de corte favoreceu um menor grau de rugosidade,

embora sua influência também seja pouco significativa.

Adesão de titânio Desgaste de

cratera

105

Figura 7.14 – Influência individual dos parâmetros de usinagem na rugosidade para

ferramenta de PCD.

Na figura 7.15 é mostrada a falta de interação entre os parâmetros Vc e f, durante a

usinagem com PCD, permitindo avaliar com que intensidade esses parâmetros influenciam

no resultado da rugosidade. Analisando o gráfico, podemos avaliar os efeitos da

interação Vc x f onde se confirma uma influência pouco significativa da Vc na rugosidade

em comparação a influência mais significativa do avanço de corte f, assim como ocorrido

com a ferramenta de metal duro.

140 m/min 160 m/min 0,05 m/min 0,07 m/min

fVc

Ra (µm)

106

Figura 7.15 -Efeitos de Vc x f na rugosidade Ra, para ferramenta de PCD.

Na figura 7.16, aqui representada como um plano por apresentar apenas dois

parâmetros, observam-se os limites mínimo e máximo, utilizados em cada parâmetro de

usinagem obtidos na tabela 7.6, e o efeito na rugosidade, obtido por estes parâmetros,

permitindo ver com mais clareza como estes influem na obtenção de uma rugosidade

otimizada.

0,05 mm/v 0,07 mm/v

107

Figura 7.16 -Efeitos das interações dos parâmetros Vc e f, na rugosidade.

Na figura 7.17, observa-se o efeito dos parâmetros de usinagem com ferramenta de

PCD, avaliados em conjunto e dispostas de forma decrescente, permitindo uma

visualização comparativa sobre o grau de influência dos parâmetros quando atuando

individualmente e da interação entre eles. O limite indicado pela linha tracejada, à

esquerda no gráfico, mostra o ponto a partir do qual os parâmetros e/ou as interações não

são mais significativas para influenciar o grau de rugosidade. Esse tipo de análise

interativa é fundamental para a compreensão do processo de usinagem pois permite que se

faça alterações em parâmetros pouco influentes no acabamento, mas que sejam

significativos por exemplo no aumento da produtividade como é o caso da velocidade de

corte. Nota-se que a análise individual da influência de cada parâmetro do processo pode

levar a conclusões equivocadas além de esconder informações importantes para o aumento

da eficiência da usinagem pelo aumento da remoção do volume de cavaco.

0,07 mm/v

0,05 mm/v

140 m/min 160 m/min

108

Figura 7.17 -Efeitos dos parâmetros / interações na rugosidade Ra, para ferramenta de

PCD.

Diante das informações analisadas, pode-se concluir que, o controle do avanço é

preponderante na determinação da rugosidade. Como para ambas as ferramentas testadas a

velocidade e corte teve pequena influência no resultado da rugosidade, torna-se vantajoso

trabalhar com velocidades mais altas limitadas em função da vida da ferramenta e menores

avanços em função do grau de rugosidade que se deseja obter.

109

7.3 – Avaliação de vida de ferramentas

Tomando como base os parâmetros escolhidos, pode-se fazer uma analogia entre

vida de ferramentas para se estabelecer quais das ferramentas testadas é economicamente

viável para a fabricação nas condições reais de chão de fábrica.

Uma vez definidas as condições de usinagem e determinadas as ferramentas

tecnicamente mais viáveis para usinagem no torneamento da liga Ti-6Al-4V, faz-se

necessário avaliar o custo envolvido na operação, de modo a baixá-lo tornando o

produto atraente também do ponto de vista comercial. O titânio, como já foi

mencionado, é considerado uma matéria prima de custo elevado ( ≅ US $ 375.00 / kg ).

Assim, os custos envolvidos na fabricação devem ser muito bem planejados sob pena

de não se conseguir um produto a preço competitivo junto ao mercado internacional.

Nesta etapa do trabalho se avaliará a eficiência das ferramentas de Metal Duro

e PCD em função de seus desempenhos no que tange a vida (comprimento de corte) e

assim definir qual ferramenta será mais viável no torneamento da liga Ti-6Al-4V.

Na figura 7.18, é mostrada a evolução da rugosidade Ra da peça em função do

comprimento de corte usinado com ferramenta de diamante.

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

0 5000 10000

Comprimento de corte Lc (m)

Rug

osid

ade

Ra

(µm

)

Figura 7.18 – Variação da rugosidade Ra em função do comprimento usinado lc para

ferramenta de PCD (Vc=160m/min ; f= 0,07 mm ; ap = 0,25 mm ; CR).

110

Na figura 7.19, é mostrada a ferramenta de PCD, onde se observa que apesar de

alguma aderência de material usinado na superfície de saída e um pequeno desgaste de

entalhe a ferramenta, ainda se apresenta em boas condições considerando o lc=10266m,

não fosse pelo grau de acabamento obtido no último passe de usinagem (Ra =0,83 µm ).

Figura 7.19 – Ferramenta de PCD ( lc =10266m, Vc = 160 m/min, f= 0,07 mm/v,

ap= 0,25 mm, CR).

Notas:

- O teste foi interrompido quanto superou-se a rugosidade Ra de 0,8 µm.

- O comportamento da vida da ferramenta em função do tempo de usinagem, 64,15

minutos é considerado bom (Sandvik, 2002).

Observou-se também o comportamento da vida de ferramentas de metal duro.

Na figura 7.20, é apresentada a evolução da rugosidade da peça em função do

comprimento de corte usinado.

Adesão deTi

Início de desgaste de entalhe

Superfície de folga

111

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 500 1000 1500Comprimento de corte Lc (m)

Rug

osid

ade

Ra

(µm

)

Figura 7.20 – Variação da rugosidade Ra em função do comprimento usinado, com

ferramenta de MD (Vc=100m/min ; f= 0,07 mm ; ap = 0,25 mm ; CR).

Na figura 7.21, é mostrada a ferramenta de metal duro onde observa-se grande

adesão de material usinado, porém, um pequeno desgaste, considerando o lc=956m .

Figura 7.21 – Ponta da ferramenta de metal duro ( lc = 957m, Vc = 100 m/min, f = 0,07

mm/v, ap= 0,25 mm, CR).

Adesão de titânio

112

O teste de usinagem com ferramentas de metal duro foi interrompido quando

superou-se a rugosidade máxima estipulada Ra de 0,8 µm.

As ferramentas de metal duro, apesar de se mostrarem resistentes nos ensaios de

desbaste não mantiveram uma aresta de corte capaz de conservar o padrão de rugosidade

por muito tempo. O tempo médio de vida de aresta, 11,34 minutos, ficou aquém dos

valores esperados para usinagem de materiais convencionais que é de 15 a 20min

(Sandvik, 2002), porém considerando-se a liga em questão, pode-se dizer que esta bem

próximo do ideal.

A figura 7.22, apresenta o comportamento das ferramentas de PCD e MD em

função do lc usinado, respeitando as velocidades de corte adotadas: Vc = 100 m/min para o

MD e Vc = 160 m/min para o PCD e considerando a rugosidade Ra de 0,8 µm como

critério para fim de vida.

10266

1133

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

PCD MDFerramentas

Com

prim

ento

de

cort

e Lc

(m

)

Figura 7.22 – Vida das ferramentas de PCD x MD em função do comprimento de corte lc (f= 0,07 mm, ap = 0,25 mm, CR).

Na figura 7.23, é mostrado um comparativo entre os tempos de vida das ferramentas de PCD e MD, em minutos.

PCD-Vc=160 m/min MD–Vc=100 m/min

113

64,16

11,34

0

10

20

30

40

50

60

70

PCD MDFerramentas

Tem

po d

e vi

da (

min

.)

Figura 7.23 - Vida das ferramentas de PCD x MD em função do tempo de usinagem (f= 0,07 mm, ap =0,25 mm, CR).

Considerando-se o preço aproximado da ferramenta de metal duro: VBGT 160404-

UM H10A como sendo de US$ 17.82 ou seja , US$ 8.90 por aresta de corte (o inserto

dispõe de duas arestas ), e para o inserto de diamante: VBGT 160404 PCD como sendo

US$ 40.00 (o inserto dispõe de apenas uma aresta), poderemos fazer uma avaliação

bastante segura sobre o desempenho econômico das ferramentas estudadas.

Iniciando pelo inserto de PCD apuramos que, com uma única aresta pudemos

usinar um comprimento de corte lc =10266 m, o que nos indica um custo em ferramenta de

US$ 0.0039 por metro de corte.

No caso da ferramenta de MD observamos que com uma aresta é possível usinar

um comprimento de corte lc=1133 m, indicando um custo em ferramenta de US$0.0079

por metro usinado. Na figura 7.24, é feito um comparativo entre os custos das duas

ferramentas.

PCD- Vc=160 m/min MD- Vc=100 m/min

114

0,0078

0,0038

00,0010,0020,0030,0040,0050,0060,0070,0080,009

MD PCDFerramentas

Cus

to p

or c

ompr

imen

to L

C

usin

ado

(US$

/m)

Figura 7.24 - Comparativo de custo da ferramenta, por comprimento lc usinado

(f= 0,07 mm/v, ap = 0,25 mm, CR).

Se levarmos em conta somente esses aspectos do custo por comprimento usinado,

já seria intuitiva a escolha do inserto de PCD, porém se levarmos ainda em consideração

que a velocidade de corte Vc=160 m/min utilizada na usinagem com esta ferramenta é 60%

superior a utilizada com a ferramenta de MD, podemos afirmar com certeza que sua

produtividade será comparativamente maior diminuindo, portanto, o tempo de fabricação

numa operação executada em um equipamento (torno CNC), que para os padrões

nacionais, tem um custo hora elevado, em torno de US$ 25.00 / hora .

MD-Vc= 100m/min PCD-Vc= 160m/min

/ i

115

CAPÍTULO VIII

8.0 - Conclusões e sugestões para trabalhos futuros

8.1- Conclusões

Em função dos resultados obtidos no torneamento de acabamento da liga

Ti-6Al-4V pode-se concluir que:

- A ferramenta de CBN não apresentou resultado satisfatório na usinagem da liga Ti-

6Al-4V apresentando elevado desgaste de cratera seguido de quebra (falha

catastrófica).

- A taxa de avanço apresentou elevada influência na rugosidade Ra da peça, sendo que,

para maiores avanços obteve-se maior rugosidade.

- A ferramenta de diamante (PCD) foi a que assegurou por mais tempo a rugosidade Ra

abaixo do patamar de 0,8 µm, apresentando maior vida que a ferramenta de metal duro.

- As condições de velocidade de corte devem ser menores que 100 m/min para o metal

duro e menores que 160 m/min para o PCD, o avanço máximo de 0,07mm/v e a

profundidade de corte máxima de 0,25 mm, para ambas as ferramentas, considerando a

rugosidade como critério para fim de vida.

- O fator refrigeração foi bastante significativo para assegurar maior vida da ferramenta.

- O custo da ferramenta de PCD por comprimento usinado, se mostrou mais baixo que a

de metal duro, apesar de seu custo inicial mais alto.

- Na condição de usinagem com refrigeração observou-se menor tendência de adesão de

cavaco na superfície de saída das ferramentas.

116

8.2 – Sugestões para trabalhos futuros

Como sugestão para trabalhos futuros pode-se propor:

- Estudar o comportamento de ferramentas de SIALON ( Al2O3 + Si3N4 ) na usinagem

da liga Ti-6Al-4V em operação de torneamento.

- Estudar a usinagem da liga Ti-6Al-4V em operações de fresamento.

- Estudar novas classes de ferramentas no sentido de amenizar o desgaste de cratera na

usinagem de ligas de titânio.

- Avaliar os resultados, também para outros parâmetros de rugosidade: Rt , Ry...etc.

65

CAPÍTULO V

5 -Projeto e análise de experimentos

5.1 - Introdução O Projeto e Análise de Experimentos, uma técnica essencialmente estatística, teve

o início de seu desenvolvimento por volta de 1930, com os trabalhos pioneiros de Fischer

acrescido das contribuições significativas de autores como:Yates, Box, Bose, Kempthome,

Cochan (Montgomery, 1984) e Gosset (Neto et al., 1995). O Projeto e Análise de

Experimentos permaneceu durante anos como uma técnica que encontrava uma série de

dificuldades para sua aplicação. As organizações demandavam por resultados imediatistas

e o mercado consumidor não se demonstrava tão exigente quanto nos dias de hoje. O

Projeto e Análise de Experimentos clássico sofria restrições quanto a sua aplicação, visto

que o mesmo demandava disponibilidade de tempo e recursos. Entretanto as alterações no

comportamento do mercado consumidor têm acirrado a competitividade entre as

organizações. O desenvolvimento tecnológico e as novas abordagens referentes ao

conceito de qualidade têm despertado um novo interesse na utilização da técnica de Projeto

e Análise de Experimentos (MontÀlvão, 1998). Este interesse ressurge com o sucesso

alcançado por algumas organizações japonesas na década de 80 que acreditaram e

implementaram as idéias de melhoramento da qualidade proposta por Taguchi, embora

mesmo dentro do Japão suas idéias não sejam universalmente conhecidas e aceitas. Poon

(1996), comenta que:

Embora o projeto e análise de experimento, proposto por Taguchi seja fortemente

criticado por estatísticos, existe um consenso de que a ênfase dada ao uso de experimentos

projetados estatisticamente para melhoramento da qualidade do produto e processo durante

a fase de projeto, tem efetivamente estimulado e promovido o uso de Projeto de

Experimentos em várias indústrias. Segundo Kacker (1985), o Projeto de Parâmetros

proposto por Taguchi pode ser dividido em quatro categorias na seguinte ordem: Filosofia

66

da Qualidade, Metodologia de Engenharia, Projeto de Experimentos e Análise dos

Resultados. O Projeto de Parâmetros (também conhecido por Qualidade Robusta) defende

uma estratégia experimental diferente do Projeto e Análise de Experimentos Clássico.

Dentro desse cenário, optou-se, portanto pelo estudo do Projeto de Experimentos Clássico

até mesmo como forma de, em um futuro próximo, facilitar a compreensão do Projeto e

Análise de Experimentos proposto por Taguchi (MontÀlvão, 1998).

5.2 - Projeto e análise de experimentos

Normalmente quando alguém se vê diante de uma grande quantidade de resultados

socorre-se da teoria estatística para extrair destes, as informações que julga ser

interessantes. Entretanto, é raro preocupar-se com a forma ou procedimento que o levou a

estes resultados. Para melhor se avaliar a importância do projeto de um experimento,

suponha a seguinte situação: um fabricante de aquecedor solar resolveu testar dois

diferentes tipos de aquecedores para avaliar qual deles era capaz de absorver a maior

quantidade de energia. Para tanto, resolveu testar quatro aparelhos de cada tipo, tomando o

cuidado de que todos os aquecedores estivessem expostos ao tempo durante o mesmo

período em todos os dias. Como o fabricante não tinha interesse em favorecer nenhum dos

dois tipos de aquecedores, ele resolveu sortear dentre os oito aparelhos que seriam

testados, a ordem dos dias em que os testes seriam realizados. Após esses cuidados iniciais,

o fabricante realizou os testes e em função dos resultados concluiu que um determinado

tipo de aquecedor era melhor que o outro. Todavia, sem até mesmo conhecer os resultados,

pode-se questionar a conclusão obtida. Em um caso como este, dever-se-ia testar os dois

aparelhos simultaneamente, com o objetivo de eliminar as influências causadas nos

resultados em função das variações que podem ocorrer no tempo (MontÀlvão, 1998). Para

situações onde isso não seja possível, John (1990), apresenta um procedimento que

identifica uma escolha apropriada de seqüência de testes. Assim, pode-se perceber que o

projeto do experimento é a atividade estatística mais importante de um experimento.

Projetando-se mal ou até mesmo não se projetando um experimento, toda a análise dos

resultados fica comprometida. Não existe refinamento estatístico que seja capaz de corrigir

as distorções nos resultados devido à esta falha. A análise dos resultados é, portanto, uma

atividade que depende, e muito, de sua etapa anterior, o projeto do experimento.

Uma característica muito interessante dessa técnica é o seu vasto campo de

67

aplicação. De um modo geral, pode-se aplicar a técnica Projeto e Análise de

Experimentos a situações que se apresentem da forma mostrada na figura 5.1:

Figura 5.1 - Um processo pode ser considerado uma função que liga os fatores de entrada

as respostas.

Algumas situações onde essa técnica pode ser aplicada (Hunter, 1987):

Exemplo 1: Uma dada reação química é controlada por apenas dois fatores (duas

variáveis): temperatura e concentração de um dos reagentes. A reação química é o processo

(descrito por uma função) que produz determinada quantidade de uma substância química.

O químico responsável deseja que essa reação produza a maior quantidade possível dessa

substância. Assim sendo, o rendimento pode ser a resposta de interesse (propriedade),

Exemplo 2: A temperatura de cementação, o teor de carbono do aço, o tempo de

permanência na temperatura de cementação e o tipo de cemento utilizado são fatores

(variáveis controláveis) que interferem no processo (descrito por uma função) de

introdução de carbono na superfície de um aço carbono. Uma resposta (propriedade) de

interesse desse processo pode ser a quantidade de carbono introduzida na superfície do aço

Exemplo 3: O processo de aprendizagem pode ser influenciado por alguns fatores

(variáveis controláveis) tais como: aulas com ou sem recursos áudio visuais; exploração do

conteúdo através da realização de aulas expositivas ou seminários e o número de alunos,

entre outras. O conhecimento absorvido pelos alunos pode ser uma resposta (propriedade)

de interesse medida por meio de aplicação de provas.

Pelo que se pode observar, a técnica Projeto e Análise de Experimentos Clássico,

Fatores

(variáveis controláveis)

Processo (Função)

Respostas

(Propriedades de interesse)

68

tem a grosso modo, o objetivo de melhor combinar os fatores (variáveis controláveis) de

um processo (descrito por uma função) de modo a otimizar determinada(s) resposta(s)

(características) de interesse, extraindo o máximo de informação com um número mínimo

de experimentos. Além de otimizar uma determinada resposta, a realização do Projeto e

Análise de Experimentos Clássico possibilita identificar os fatores significativos de um

processo e seus respectivos níveis ótimos, permitindo assim que seja obtida uma redução

da variabilidade do produto, o que é de fundamental importância em termos de qualidade

(Montgomery, 2003).

5.3 - Projeto e análise de experimentos passo a passo

A essência de um bom planejamento consiste em projetar um experimento de

forma que ele seja capaz de fornecer exatamente o tipo de informação que se procura. Para

isso é necessário que todos os envolvidos tenham uma clara idéia do que exatamente está

sendo estudado, de como os resultados serão coletados e, finalmente, como serão

avaliados.

Para facilitar o entendimento é necessário formalizar uma terminologia básica

utilizada em projeto e análise de experimento (Werkema, 1996)

a) Unidade experimental - é a unidade básica para a qual será feita a medida da

resposta.

b) Fatores - os tipos distintos de condições que são manipulados nas unidades

experimentais são denominados fatores, ou seja, fatores são as variáveis cuja influência

sobre a variável resposta está sendo estudada no experimento.

c) Níveis de um fator - os diferentes modos de presença de um fator no estudo

considerado são denominados níveis do fator.

d) Tratamento - As combinações específicas dos níveis de diferentes fatores são

denominadas tratamentos. Quando há apenas um fator, os níveis desse fator correspondem

aos tratamentos.

69

e) Ensaio - cada realização do experimento em uma determinada condição de

interesse (tratamento) é denominada ensaio, isto é, um ensaio corresponde à aplicação de

um tratamento a uma unidade experimental.

f) Variável resposta - é o resultado de interesse registrado após a realização de um

ensaio (Werkema, 1996).

Para ter a certeza de que um projeto de experimento seja bem planejado,

Montgomery (2003), recomenda que os passos abaixo sejam seguidos:

5.3.1 - Conhecimento e exposição do problema

Isso pode parecer um ponto bastante óbvio, mas, na prática, ele freqüentemente

não é simples de ser percebido e nem é simples desenvolver uma clara idéia do problema.

O conhecimento do problema conduzirá a um melhor entendimento da solução final do

problema.

5.3.2 - Escolha dos fatores e níveis

Os experimentadores devem selecionar os fatores (também chamados de variáveis

independentes) a serem investigados em um experimento. Eles podem ser quantitativos ou

qualitativos. Os experimentadores devem também selecionar as faixas sobre as quais esses

fatores (variáveis independentes) irão oscilar e o número de níveis (valores dentro dessas

faixas) no qual os experimentos serão realizados. Esses níveis podem ser especificados ou

selecionados aleatoriamente do conjunto de todos os níveis de fatores possíveis.

5.3.3 - Seleção da(s) resposta(s):

Ao escolher uma resposta os experimentadores devem estar certos de que a

resposta a ser medida realmente lhes forneça a informação sobre o problema em estudo. A

forma como a resposta será medida e a sua precisão também deverão ser pensados.

70

5.3.4 - Escolha do projeto de experimentos

Esse passo é de fundamental importância no processo experimental. Os

experimentadores devem determinar a diferença na verdadeira resposta que eles desejam

detectar e a magnitude do risco que eles estão dispostos a tolerar, sendo assim, um

apropriado número de replicações deve ser escolhido. Os experimentadores devem,

também, determinar a ordem na qual os resultados serão coletados e o método de

aleatorização que será empregado. Vale lembrar que os experimentadores deverão buscar

um equilíbrio entre a exatidão estatística e custos. Ao selecionar um projeto, é importante

manter em mente o objetivo da experimentação. Em muitos experimentos já se sabe de

início que alguns fatores produzem diferentes respostas. Conseqüentemente, nesses casos,

é interessante identificar quais fatores causam essas diferenças e estimar a magnitude na

mudança das respostas. Em outras situações, pode-se estar mais interessado em verificar a

uniformidade do processo, alterando-se algumas condições (Montgomery, 2003)

5.3.5 - Realização do experimento

Esse é o efetivo processo de coleta de resultados. Os experimentadores devem

cuidadosamente monitorar o avanço do experimento para garantir que se está procedendo

de acordo com o plano. Atenção particular deve ser dada a aleatorização, exatidão das

medições e a manutenção tão uniforme quanto possível do ambiente experimental

(MontÀlvão, 1998).

5.3.6 - Análise dos resultados

Métodos estatísticos devem ser empregados na análise dos resultados do

experimento. O avanço tecnológico da informática tem contribuído com softwares

desenvolvidos para a execução dessa etapa, como: o STATISTICA, SPSS e MINITAB,

capazes de analisar os resultados do experimento projetado. Em nosso estudo será utilizado

o software MINITAB-13. Técnicas gráficas são particularmente úteis na análise dos

71

resultados.

5.3.7 - Conclusões e recomendações

Uma vez que os resultados tenham sido analisados, os experimentadores devem

tirar conclusões ou fazer inferências sobre os resultados. As inferências estatísticas devem

ser fisicamente interpretadas e a significância prática destes descobrimentos, avaliadas


Coleman e Montgomery (1993) consideram os três primeiros destes passos como

atividades de uma fase chamada de planejamento do pré-experimento que acreditam ser

crítica para a bem sucedida solução dos problemas dos experimentadores. Eles afirmam:

“Freqüentemente é dito que nenhum experimento caminha exatamente como o planejado”.

Uma das razões apontadas para isso é a existência de um gap de conhecimento existente

entre os que projetam o experimento (estatísticos) e os experimentadores (engenheiros e

cientistas). A não observância da existência desse gap pode conduzir a conseqüências

sérias.

5.4 - Princípios básicos do projeto e análise de experimento

Existem três princípios básicos para o Projeto e Análise de Experimentos. Para

melhor compreendê-los imaginou-se a seguinte situação: Um fabricante de sapatos

desenvolveu um novo tipo de solado mais barato do que o que vinha usando. Preocupado

em pelo menos manter o mesmo desgaste do solado, o fabricante resolveu fazer alguns

testes para descobrir se esse novo solado poderia substituir o atual. Para tanto, ele escolheu

dois garotos e pediu-lhes que cada um usasse um tipo de sapato (um com o solado atual e o

outro com o solado mais barato), durante um mesmo período de tempo. Como o fabricante

estava ansioso em conhecer o comportamento do desgaste dos solados, ele resolveu

acompanhar as atividades realizadas pelos dois garotos no período em que os mesmos

usavam os sapatos. Não foi preciso muito tempo para o fabricante concluir que o resultado

a ser obtido não seria confiável, pois, enquanto um garoto corria, saltava e jogava bola; o

outro permanecia a maior parte do período em casa, estudando ou assistindo televisão.

Como os dois garotos calçavam o mesmo número, o fabricante pediu-Ihes que trocassem o

72

pé direito de seus sapatos. Assim os dois solados estariam sujeitos à mesma condição de

desgaste. Desse modo, intuitivamente o fabricante tinha realizado uma blocagem em seu

experimento. Após esta fase inicial , o fabricante passou a ficar mais crítico com relação a

seus experimentos. Observando um pouco mais os garotos, o fabricante começou a

perceber que enquanto um garoto arrastava mais a perna esquerda, o outro arrastava mais a

direita. Como ele tinha pedido aos garotos que apenas trocassem o pé direito, logo

percebeu que continuava a favorecer um tipo, pois nessa situação os dois solados

continuavam a ser comparados em condições diferentes de uso. Como o fabricante não

tinha interesse em favorecer nenhum dos dois tipos de solados, resolveu refazer o

experimento, com a diferença de que o tipo de solado a ser utilizado no pé esquerdo ou pé

direito seria agora sorteado. Sorteado um tipo de solado para um pé, o outro pé usaria o

outro tipo. Dessa forma, o fabricante não estaria mais favorecendo nenhum tipo de solado.

Agora, intuitivamente, o fabricante tinha introduzido em seu experimento o conceito da

aleatorização. Concluído este experimento, o fabricante continuava a ser crítico com

relação a seus experimentos. Agora, seu questionamento era: Será que somente esses dois

garotos irão me fornecer resultados confiáveis? Será que se mais garotos fossem utilizados

no experimento o resultado seria o mesmo? Por fim, o fabricante concluiu que se um

número maior de garotos utilizassem sapatos com solados diferentes, sorteados

aleatoriamente, o seu resultado deveria ser mais preciso. Nesse caso a repetição do

experimento lhe permitiria fazer uma melhor estimativa do erro experimental. Dessa forma

mais um conceito tinha sido introduzido em seu experimento, a replicagem.

Introduzidos então os conceitos têm-se agora as suas definições:

5.4.1 - Replicagem

Replicagem é a repetição de um conjunto completo de todos os tratamentos a

serem comparados em um experimento. É uma repetição completa do experimento e tem

duas propriedades importantes. A primeira é permitir ao experimentador obter uma

estimativa do erro experimental. A essa estimativa do erro experimental toma-se uma

medida para determinar se as diferenças observadas nos resultados são estatisticamente

significantes. A segunda é que se a média amostral é usada para estimar os efeitos dos

fatores no experimento, então a replicagem permite ao experimentador obter uma

73

estimativa mais precisa desses efeitos (MontÀlvão, 1998).

5.4.2 -Aleatorização

É o fundamento do uso de métodos estatísticos em Projeto de Experimentos. Por

aleatorização entende-se que tanto a distribuição do material experimental quanto a ordem

de realização dos experimentos são determinados ao acaso. Os métodos estatísticos

requerem que as observações (ou erros) sejam variáveis aleatórias independentemente

distribuídas. A aleatorização geralmente torna esta suposição válida. O processo de

aleatorização nada mais é do que adotar a atitude de não privilegiar, ou seja, dar a mesma

oportunidade a todos os elementos de um conjunto de serem os escolhidos (MontÀlvão,

1998).

5.4.3 - Blocagem

Bloco é uma subdivisão do espaço experimental em grupos, cada qual consistindo

de unidades semelhantes relativamente homogêneas onde, dentro de cada grupo, o erro

experimental é esperado ser menor do que se fosse obtido em todo o espaço experimental.

A técnica é usada para aumentar a precisão de um experimento. Um bloco é uma parte do

experimento que é esperado ser mais homogêneo. Por limitar a comparação de tratamentos

dentro de tais blocos, maior precisão pode freqüentemente ser obtida (MontÀlvão, 1998).

5.5 - Como projetar e analisar experimentos

A estratégia de experimentação é abordada através do seguinte exemplo já citado:

Supondo que um engenheiro esteja interessado em estudar o efeito produzido por

variações no processo de cementação de um corpo de prova em aço, considerando: a

temperatura de cementação, o teor de carbono do aço, o tempo de permanência na

temperatura de cementação e o tipo de cemento utilizado, são fatores (variáveis

controláveis) que interferem no processo (descrito por uma função) de introdução de

carbono na superfície do aço. Uma resposta (propriedade) de interesse deste processo pode

74

ser a quantidade de carbono introduzida na superfície do aço.

Como se sabe, alguns fatores como o teor de carbono do aço a ser cementado, o

tempo de permanência na temperatura de cementação, a temperatura de cementação e o

tipo de cemento exercem uma influência na quantidade de carbono que é transferida do

cemento para o aço carbono. Se for desejado otimizar esta resposta (quantidade de carbono

introduzida na superfície do aço carbono), deve-se projetar o experimento e analisar os

resultados de modo a descobrir qual a influência e em que nível cada um dos fatores deve

ser ajustado. Neto et al. (1995), citam que é muito comum, em função do desconhecimento

da técnica Projeto e Análise de Experimentos, utilizar-se uma outra técnica quando se está

presente de tal situação.

Esta técnica consiste do seguinte pensamento lógico: “Ao encontrar isoladamente

qual o nível mais indicado para cada um dos fatores do processo, tem-se como

conseqüência a otimização do processo para a resposta analisada. Assim, alterando-se

apenas os níveis de um dos fatores e mantendo-se os demais constantes, encontra-se qual o

melhor nível para este fator. Procedendo da mesma forma para os demais fatores e fixando

o experimento nesses níveis encontrados, a resposta (resultado) obtida representa o ponto

ótimo da resposta analisada”. O pensamento que parece ser lógico, deixa de ser lógico a

partir do instante em que se passa a pensar na existência das interações entre os fatores. A

interação entre fatores invalida todo este pensamento lógico porque quando se altera um

fator, um ou mais fatores que interagem com este, tem seus supostos níveis ótimos

alterados. Como as interações entre os fatores ocorrem com grande freqüência, este

pensamento lógico muito provavelmente não conduzirá a resposta desejada. O

procedimento correto, portanto, consiste em alterar ao mesmo tempo todos os fatores


Como conseqüência, a primeira coisa a se fazer, no planejamento de um

experimento, é determinar quais são os fatores e resposta(s) de interesse para o sistema que

se deseja estudar. Os fatores e resposta(s) que são controlados pelos experimentadores

tanto podem ser quantitativos (temperatura, tempo, pressão, velocidade e etc.) como

qualitativos (tipo de cemento, tipo de catalisador, tipo de gás, tipo de reagente e etc.). Um

bom conhecimento sobre o que se deseja estudar auxilia na escolha dos fatores e da(s)

resposta(s). Todavia, pode ocorrer que os experimentadores muito pouco saibam do

problema a ser estudado. Nesta situação é recomendável realizar uma triagem e descartar

75

os fatores não significativos para não se perder tempo e dinheiro. O uso de planejamento

fatorial fracionado, visto mais adiante, é uma forma de se fazer isso.

Selecionado os fatores mais importantes, pode-se avaliar a influência dos mesmos

sobre a(s) resposta(s) e suas possíveis interações. O planejamento fatorial completo é

recomendável para essa situação. Se for desejo prosseguir com o estudo do problema, a

modelagem é recomendável. Se for de interesse dos experimentadores, pode-se utilizar a

metodologia de superfície de resposta (Response surface methodology), a fim de que se

tenha uma modelagem do problema na região de contorno estudada. Obtido o modelo, é

necessário que se faça uma avaliação do mesmo. Verificado sua consistência, pode-se

extrair as conclusões.

Como já foi mencionado, é preciso fazer variar tudo ao mesmo tempo. Entretanto,

é preciso que isso seja feito de uma forma racional e organizada, o que é feito através de

planejamentos fatoriais. A seguir, discute-se um tipo particular de Planejamento Fatorial; o

Planejamento Fatorial de dois níveis que é o utilizado neste trabalho.

5.6 - Planejamento Fatorial

O tipo de Planejamento Fatorial a ser usado dependerá do objetivo que se deseja

atingir com a experimentação. Os experimentadores podem estar interessados em avaliar

os efeitos devido a alteração no nível de um ou mais fatores, na otimização da(s)

resposta(s) ou ainda querendo descobrir dentro de que faixa os fatores podem ser alterados

sem que a qualidade final do produto fique prejudicada.

Para se executar um Planejamento Fatorial é necessário que se defina em que níveis

cada fator será estudado. Para o exemplo da cementação, julgando-se necessários a

investigação dos fatores: temperatura em 5 níveis e o tempo de permanência no forno em 6

níveis; serão necessários 6 . 5 = 30 tratamentos (condições experimentais) diferentes. De

uma maneira geral diz-se que se para o fator 1 existirem q1 níveis, para o fator 2 existirem

q2 níveis, para o fator K existirem qk níveis; o planejamento será um fatorial q1 . q2..... . qk.

O resultado desse fatorial é, portanto, o número mínimo de tratamentos necessários para se

ter um Planejamento Fatorial Completo.

Pode-se observar que o número de experimentos cresce à medida que mais fatores

são utilizados e esses contendo uma maior quantidade de níveis. Como anteriormente

76

mencionado, um número excessivo de experimentos pode inviabilizar sua realização por

demandar tempo e dinheiro para sua execução. Assim, o Planejamento Fatorial em que

todos os fatores são estudados em apenas dois níveis é o mais simples de ser realizado e

também o mais fácil de ser interpretado. Existindo K fatores, o planejamento de dois níveis

irá requerer a realização 2 . 2 . 2 . ..... . 2= 2k tratamentos, sendo então chamado de

Planejamento Fatorial 2k , onde K= 1,2,3,.......

Mesmo com o Planejamento Fatorial 2k pode ocorrer que sejam necessários

muitos experimentos. Considerando, por exemplo, que em um dado processo exista o

interesse de avaliar os efeitos devido a alteração no nível de 5 fatores, será necessário

realizar 25= 32 tratamentos. Se uma repetição da experimentação for realizada esse número

passará para 64 tratamentos. Nesse caso o uso do Planejamento Fatorial Fracionado pode

ser recomendado.

O Planejamento Fatorial (completo e fracionado), o cálculo dos efeitos dos fatores

e de suas interações e a análise dos resultados que são agora apresentados resultam de uma

consulta feita a diversos livros que tratam do assunto. Apesar do conteúdo apresentado não

ser inovador a abordagem generalizada do assunto permitiu o desenvolvimento de tabelas e

fórmulas acrescentando desse modo um diferencial ao assunto. É importante também

salientar que o ressurgimento da técnica projeto e análise de experimentos têm gerado um

considerável número de artigos que, quando pertinentes são referenciados no texto


5.6.1 - Planejamento fatorial 2k:

É comum utilizar-se no Planejamento Fatorial de dois níveis os sinais (+) e (-)

como forma de identificar os níveis superior e inferior respectivamente, tanto para os

fatores quantitativos como para os qualitativos. A replicagem do experimento também é

comum ser utilizada com o objetivo de permitir que uma estimativa do erro experimental

seja realizada.

A tabela 5.1 é conhecida como Matriz de Planejamento e apresenta de forma

genérica a listagem de todos os possíveis tratamentos (combinações) dos fatores em seus

respectivos níveis (MontÀlvão, 1998). O seguinte algoritmo pode ser utilizado para a construção desta tabela:

77

• A primeira coluna da tabela deve ser numerada de forma a identificar os tratamentos

que serão realizados. Esta numeração não significa que os tratamentos sejam realizados

nesta ordem. A ordem de realização dos tratamentos deverá ser aleatória;

• Para a coluna Fat 1 adotar que os tratamentos de número impar sejam realizados no

nível (-) e os de número par sejam realizados no nível (+);

• Para a coluna Fat 2 adotar que os dois primeiros tratamentos sejam realizados no

nível (-) seguidos de dois tratamentos realizados no nível (+), que por sua vez serão

seguidos de mais dois tratamentos realizados no nível (-) e assim sucessivamente até

que o número total de tratamentos seja atingido;

• Para a coluna Fat 3 adotar que os quatro primeiros tratamentos sejam realizados no

nível (-), seguidos de quatro tratamentos realizados no nível (+), que por sua vez serão

seguidos de mais quatro tratamentos realizados no nível (-) e assim sucessivamente até

que o número total de tratamentos seja atingido;

• Para a coluna Fat 4 adotar que os oito primeiros tratamentos sejam realizados no

nível (-), seguidos de oito tratamentos realizados no nível (+), que por sua vez serão

seguidos de mais oitos tratamentos realizados no nível (-) e assim sucessivamente até

que o numero total de tratamentos seja atingido;

• Para a coluna Fat K adotar que a primeira metade dos 2k tratamentos seja realizada no

nível (-) e a outra metade seja realizada no nível (+);

78

Tabela 5.1 - Matriz de planejamento para um planejamento fatorial 2k genérico.

Trata-

mento

FAT

1

FAT

2

FAT

3

FAT

4

……. FAT

K

Respostas Resposta

média

1 - - - - - Y11;Y12;.....;Y1r Y1

2 + - - - - Y21;Y22;.....;Y2r Y2

3 - + - - - Y31;Y32;.....;Y3r Y3

4 + + - - - Y41;Y42;.....;Y4r Y4

5 - - + - . .

6 + - + - . .

7 - + + - . .

8 + + + - . .

9 - - - + . .

10 + - - + . .

11 - + - + . .

12 + + - + . .

13 - - + + . .

14 + - + + . .

15 - + + + . .

16 + + + + . .

. . .

. . .

. . .

. . Yn1;Yn2;.....;Ynr Yn

. . .

. . .

2k + + + + + Y2K

1;Y2k

2;.....Y2k

r Y2k

• A coluna Respostas deverá ser preenchida com os valores observados para cada um dos

tratamentos. É interessante observar que, a fim de se obter uma melhor estimativa do

erro experimental, a experimentação deve ser repetida por duas, três ou mais vezes.

79

A última coluna é o resultado da média dos valores observados para cada um dos

tratamentos.

Algumas considerações sobre essa tabela são agora apresentadas:

• A tabela 5.1 esgota todos os tratamentos (combinações) possíveis a dois níveis de K

fatores;

• O tratamento número 1 é feito todo, no nível (-) e o tratamento número 2K é feito todo

no nível (+);

• Um projeto fatorial 2K nada mais é que seu antecessor 2 (K-1) acrescido dos tratamentos

do K-ésimo fator nos níveis (-) e (+);

• A disposição dos níveis (-) e (+) nas colunas dos fatores alternam-se a cada 2 (K-1)

tratamentos, começando sempre com o sinal (-). Desse modo, para o Fat 1 tem-se K = 1

e os sinais alternam-se a cada tratamento; para Fat 2 tem-se K = 2 e os sinais alternam-

se a cada dois tratamentos; para Fat 3 tem-se K = 3 e os sinais alternam-se a cada

quatro tratamentos e assim sucessivamente. A adoção de que todas os fatores comecem

no nível (-) é arbitrária. O importante é que, feita a escolha, esta seja obedecida até o

planejamento final da experimentação;

• Anotação Ynr tem o seguinte significado:

Y indica a resposta observada (característica de interesse medida);

n indica o número do tratamento - n = {1,2,3,4,..... 2 K }

r indica o número da repetição do tratamento - r = (1,2,3,....};

• A notação Yn é o resultado da média dos valores observados para cada tratamento, ou

seja:

80

— Yn= Yn1+Yn2+……+Ynr r (1.1)

• A notação Y representa o valor médio de todos os valores encontrados para os

tratamentos, ou seja, a média das médias: 2k (1.2) Y = Σ Yn

n=1

5.7 - Comentários gerais

Pelo o que foi apresentado, conclui-se que é possível otimizar o número de

tratamentos de uma experimentação em função das razões já mencionadas, reduzindo

enormemente os gastos com experimentos sem, contudo, comprometer os resultados da

análise. Como o assunto é bastante extenso e por si só não é o foco principal deste estudo,

mas apenas uma eficiente ferramenta de trabalho, foi reportada acima apenas o conceito do

Projeto a Análise de Experimentos, deixando todo o tratamento matemático do assunto a

cargo do software utilizado “MINITAB”.

46

CAPÍTULO – IV

4 - Características de usinabilidade das ligas de titânio 4.1 - Generalidades

As ligas de titânio geralmente são materiais de difícil usinagem. Durante o

processo, o desgaste da ferramenta progride rapidamente devido às altas temperaturas de

corte e a forte adesão entre o material trabalhado e a ferramenta, em função de sua baixa

condutividade térmica e alta reatividade química. Assim sendo, essas ligas requerem o uso

de fluido refrigerante em abundância, e sofrem uma limitação de velocidade de corte para

reduzir as altas temperaturas geradas durante a usinagem (Machining Data Handbook,

1982). O baixo módulo de elasticidade de ligas à base de titânio, (em torno da metade dos

aços) dá lugar a vibrações e ressonâncias se a peça for fixada insuficientemente, se a

ferramenta de corte não estiver rigidamente fixada, e se as máquinas não forem potentes o

bastante. Durante tratamentos térmicos onde ocorre contato com o ar, uma capa superficial

muito dura de óxidos ou nitretos pode se formar em algumas ligas, e a remoção dessa capa

muito dura através de usinagem, é uma operação delicada. Essa camada pode,

preferencialmente, ser removida por abrasão ou quimicamente, antes da usinagem

(Machining Data Handbook, 1982).

Estudos sobre a usinabilidade de ligas de titânio indicam que ferramentas de metal

duro usando velocidades de corte abaixo de 60 m/min são recomendadas para usinagem

dessas ligas (Zoya et al., 1998). O desenvolvimento de diamante policristalino e nitreto de

boro cúbico sinterizado tem expandido as aplicações dessas ferramentas para usinagem em

altas velocidades de materiais duros como aços endurecidos e ligas de titânio (Narutak et

al., 1983).

Também segundo Jawaid et al. (1999), durante a usinagem das ligas de titânio, as

ferramentas de corte se desgastam muito rapidamente devido às altas temperaturas na

região de corte e à forte adesão de material na interface ferramenta-cavaco. Nas operações

de torneamento, utilizando-se metal duro (WC-Co), as velocidades de corte são limitadas

e as ferramentas ficam sujeitas a craterização e rápidas deformações plásticas. Efeitos

semelhantes ocorrem ao se usar ferramentas de aço rápido.

47

Na maioria das vezes, as falhas de ferramenta ocorrem devido aos mecanismos de

adesão e difusões na superfície de saída e ao mecanismo de desgaste por atrito na

superfície de flanco (Jawaid et al., 1999).

O objetivo do estudo desenvolvido por Jawaid et al. (1999), foi o de mostrar alguns

resultados preliminares no torneamento de liga de titânio Ti-6246, explicando os vários

fatores e parâmetros envolvidos quando da usinagem desta liga com ferramentas de metal

duro.

Para início do planejamento dos experimentos recorremos ao auxílio de literatura

estrangeira para termos referências mais próximas da realidade, uma vez que, descobrimos

ser a usinagem do titânio e suas ligas um assunto ainda recente e de escassa literatura

nacional. Alguns pesquisadores foram escolhidos pela desenvoltura com que tratam o

assunto e por desenvolverem pesquisas abordando a usinagem por torneamento de ligas de

titânio sendo todas as pesquisas acompanhadas de trabalhos práticos em chão de fábrica,

acompanhadas de detalhes dos ensaios, tornando suas pesquisas passíveis de serem

reproduzidas.

Como esta pesquisa tem finalidade prática, optou-se por pesquisar ferramentas

disponíveis no mercado nacional de modo a não onerar os custos de fabricação com

importação de insertos e também para facilitar as aquisições freqüentes desses insumos

necessárias para longos períodos de produção. Dentro desse propósito foram selecionados

três tipos básicos de ferramentas para análise de desempenho, foram elas: o MD- metal

duro, o CBN- Nitreto de Boro Cúbico, e finalmente o PCD- Diamante Policristalino todas

encontradas com relativa facilidade no mercado nacional de ferramentas.

4.2 - Velocidades de corte indicadas para torneamento de ligas de

titânio em função do tipo de ferramenta 4.2.1 - Velocidades de Corte para torneamento com insertos de

MD

Na avaliação deste importante parâmetro de usinagem podemos destacar a pesquisa

feita por Jawaid et al. (1999), voltada ao teste de usinagem por torneamento em desbaste

sem refrigeração, da liga Ti-6246 (Al 6%; Sn 2%; Zr 4%; Mo 6%). Sendo uma liga que

oferece alta endurecibilidade à profundidade e que mantém suas propriedades a

temperaturas acima de 450ºC.

Jawaid et al. (1999), utilizaram dois tipos diferentes de insertos com designação

ISO: CNMG 120408 para as experiências de usinagem. As ferramentas de corte usadas

48

foram ferramentas de metal duro do tipo inserto reversível de forma rômbica com quebra-

cavaco e sem cobertura. Ambos os insertos constituídos por 94 % de carboneto de

tungstênio com 6 % de cobalto. Os insertos CNMG 120408-890 foram classificados

como sendo de tamanho de grão extra fino (0,68 micrometro), e insertos CNMG 120408-

883 classificados como finos até um tamanho de grão de (1,0 micrometro).

O efeito da velocidade de corte na vida da ferramenta analisado por Jawaid et al.

(1999), através dos resultados obtidos da experiência de usinagem mostrou que o desgaste

de flanco, desgaste de cratera e a vida da ferramenta foram significativamente afetados

pelas velocidades de corte utilizadas (60, 75 e 100 m/min). O aumento na velocidade de

corte causou um grande aumento da temperatura na aresta cortante das ferramentas. Em

temperaturas mais altas causaram a perda de resistência nas ferramentas e ocorreram

deformações plásticas. Deformações plásticas foram descobertas até mesmo à velocidades

de corte abaixo de 45 m/min. As extensões de desgaste de flanco e deformação de aresta

cortante aumentaram com a velocidade de corte. A figura 4.1 mostra a relação entre a vida

da ferramenta em função da velocidade de corte, mostrando que as vidas de ferramenta

foram significativamente reduzidas com o aumento da velocidade de corte. Também

mostra que somente o inserto de metal duro 883 (grãos finos) com velocidade de corte de

até 60 m/ min e uma taxa de avanço de 0,25 mm/v é satisfatório para a usinagem da liga

Ti-6246. Nos insertos de metal duro 890 (grãos extra finos) constatou-se menor vida de

ferramenta para todas as três velocidades de corte 60, 75 e 100m/min. O inserto de metal

duro 883 obteve a melhor vida de ferramenta para todas as velocidades de corte testadas e

para ambos os avanços (Jawaid et al., 1999).

Figura 4.1- Vida da ferramenta em função da velocidade de corte utilizando ferramenta de metal duro (Jawaid et al., 1999)

0

2

4

6

8

10

12

40 60 80 100

Veloc. de Corte (m/min)

Tem

po d

e Vi

da (m

in)

f=0,25

f=0,35

49

Nas pesquisas desenvolvidas por Narutak et al. (1983), fez-se uma comparação

entre forças de corte para ligas Ti-6Al-4V medidas para uma ferramenta de metal duro

classe ISO K10 com velocidades de corte variando de 0,35 m/s (21 m/min) a 3,4 m/s (204

m/min.). Em seguida o aço ao carbono (0,45 C) também foi testado para comparação e o

resultado do teste é mostrado na figura 4.2.

020406080

100120140

0,35 0,85 1,7 2,5 3,4

Velocidade de corte (m/s)

Forç

a de

cor

te (N

)

Aço C

Ti 6-4

Figura 4.2 - Comparação entre força de corte na usinagem da liga Ti-6Al-4V e aço médio

carbono ap=0,5mm e f=0,1 mm/v com inserto MD classe K10 e P10

respectivamente (Narutak et al., 1983).

Os testes demonstraram que as forças de corte para ligas de titânio foram quase

constantes com a variação da velocidade de corte, e que estas forças foram em torno de

50% inferiores as forças verificadas no teste de usinagem do aço ao carbono (0,45% C) e

que as forças de corte obtidas para a liga Ti-5Al-2,5Sn foram quase similares aos

resultados obtidos para a liga Ti-6Al-4V (Narutak et al, 1983).

Ainda com relação à velocidade de corte, utilizando-se um termopar adaptado à

ferramenta de corte, foi medida a temperatura de corte. A liga Ti-6Al-4V foi usinada com

uma ferramenta de metal duro classe ISO K10 e a temperatura de corte foi plotada com

referência a velocidade de corte conforme mostrado na figura 4.3, onde também as

temperaturas obtidas para o aço carbono (0,45% C) foram plotadas para comparação.

Como pode ser visto nessa figura a temperatura de corte da liga de titânio (Ti-6Al-4V) é

superior a 727 ºC mesmo para baixas velocidades de corte como 0,8 m/s (48 m/min) e

alcança os 1077 ºC a 3,4 m/s (204 m/min), velocidade na qual atinge temperaturas em

50

torno de 827ºC quando da usinagem do aço ao carbono. Considerando a relação entre as

baixas forças de corte na usinagem de titânio, em função das altas temperaturas de corte,

estas podem ser atribuídas a baixa condutividade térmica da liga Ti-6Al-4V, 7,54 W/m.K

quando comparada ao carbono, chegando a 53,5 W/m.K e a baixa densidade das ligas de

titânio (Narutak et al, 1983).

400

600

800

1000

1200

0.8 1.6 2.4 3.4

Velocidade de corte m/s

Tem

pera

tura

ºC Ti 6-4

Aço

Figura 4.3 - Variação da temperatura em função da velocidade de corte para liga Ti-

6Al-4V e aço ao carbono com ap=0,5 mm e f=0,1mm/ver (Narutak et al, 1983).

4.2.2 - Velocidades de corte para torneamento com insertos de CBN

As pesquisas desenvolvidas por Zoya et al. (1998), na usinagem por torneamento

em acabamento da liga Ti-4,5Al-4,5Mn dão uma idéia do comportamento deste tipo de

ferramenta em relação ao tipo de desgaste observado e o grau de acabamento resultante em

função das velocidades de corte utilizadas.

Para se avaliar o desempenho de ferramentas de CBN com diferentes velocidades

de corte : 185, 220 e 280 m/min, Zoya et al. (1998), analisaram inicialmente o

comportamento da pressão específica de corte Ks em função da variação da velocidade de

corte e concluiu que o crescimento desordenado do Ks para velocidades de corte acima de

280 m/min indica forte instabilidade na operação desaconselhando esta faixa de

velocidades de corte.

Sob o ponto de vista da rugosidade, uma interessante avaliação sobre acabamento

superficial influenciada pela velocidade de corte é ilustrada na figura 4.4, nessa se vê que

um bom acabamento superficial foi obtido com velocidades de corte em torno de 185

51

m/min. O acabamento superficial é largamente influenciado pela vibração da ferramenta

sobre a superfície da peça durante a operação de torneamento. A deterioração do

acabamento superficial além de limitar uma velocidade de corte particular pode ser

atribuída à perda da estabilidade de forma da cunha devido a ocorrência de modos

dominantemente térmicos de desgaste de ferramenta (Zoya et al.,1998).

00,05

0,10,15

0,20,25

0,30,35

0,40,45

0,5

0 100 200 300 400 500Veloc. de corte (m/min)

Rug

osid

ade

Ra

(µm

)

Figura 4.4 - Variação do acabamento superficial em função da velocidade de corte para

f=0,05mm/v e ap=0,5mm (Zoya et al., 1998).

4.2.3 -Velocidades de corte para torneamento com insertos de PCD

Pesquisas desenvolvidas por Narutak et al. (1983), fazem uma comparação entre o

desempenho de ferramentas de Cermet, CBN, MD e em especial o PCD na usinagem por

torneamento em acabamento com e sem refrigeração das ligas Ti-6Al-4V e Ti-5Al-2,5Sn.

Com relação à velocidade de corte Narutak et al. (1983), demonstram através da

figura 4.5, a rugosidade máxima da superfície quando da usinagem da liga Ti-6Al-4V com

ferramenta de carboneto classe K10 e com ferramenta de diamante. Como pode ser visto

na figura, a rugosidade superficial é quase constante dentro da variação das velocidades de

corte para ambas as ferramentas. Além disso, a rugosidade superficial apresentou pequenas

mudanças para o corte a seco ou com refrigeração. Isto ocorre devido ao surgimento de

arestas postiças em função das temperaturas de corte relativamente altas mesmo a baixas

velocidades de corte. Foi observado que a rugosidade foi muito pequena com ferramenta

de diamante, isto é, os valores da rugosidade máxima ficaram em torno de 6 µm para o

metal duro. Por outro lado, a rugosidade com ferramenta de diamante natural foi em torno

de 4 µm. Essa particularidade é atribuída à ferramenta de diamante devido a sua

52

capacidade de preservar por mais tempo suas arestas de corte devido sua à dureza e

também devido à baixa afinidade química com o material usinado (Narutak et al., 1983).

Figura 4.5 - Rugosidade na usinagem da liga Ti-6Al-4V com MD e

diamante nas condições a seco e com refrigeração (Narutak et al., 1983).

As deformações superficiais na estrutura cristalográfica do material e as tensões

residuais da usinagem influenciam significativamente na resistência ao desgaste, à

corrosão e à fadiga dos produtos, especialmente, na usinagem das ligas de titânio que são

geralmente utilizadas em peças de alta confiabilidade. Segundo Narutak et al (1983), deve-

se dar atenção para minimizar estes danos. Em seguida para se examinar a profundidade

dos danos superficiais à seção vertical ao plano de corte foi observada com um

microscópio óptico. A figura 4.6 (c) ilustra a secção transversal usinada com uma

ferramenta de diamante natural.

A uma velocidade de corte de 100 m/min com uma ferramenta de metal duro,

Narutak et al. (1983), observaram uma leve mudança no fluxo estrutural logo abaixo da

superfície usinada, e o fluxo na superfície parece aumentar com o decréscimo da

velocidade de corte, porém quando usinado com ferramenta de diamante o fluxo na

superfície é dificilmente reconhecido, conforme mostrado nas figuras 4.6 (a), (b) e (c).

33,5

44,5

55,5

66,5

77,5

0,9 1,67 2,5 3,3

Velocidade de corte (m/s)

Rug

osid

ade

Rm

ax.(µ

m)

MD-refr.

MD-seco

Diam-seco

Diam-refr.

53

Figura 4.6 - Indicação do fluxo estrutural em função da velocidade de corte e do tipo

de ferramenta : metal duro e diamante natural (Narutak et al., 1983).

Na seqüência, o método de difração por raios-X foi utilizado para medir as tensões

residuais. A tabela 4.1 mostra a tensão residual na superfície da liga Ti-6Al-4V usinada

sob várias condições de corte. Nesta tabela identificou-se que a tensão residual na liga Ti-

6Al-4V é compressiva e os valores diferem de acordo com as condições de corte. Isto é, a

tensão residual aumenta com o aumento da velocidade de corte e também é maior quando

na usinagem a seco do que na usinagem com refrigeração. Os valores obtidos para

usinagem com ferramenta de diamante foram menores do que para a ferramenta de metal

duro nos testes de velocidade de corte, por exemplo, -352,7 MPa a 150 m/min com

ferramenta de diamante natural e -409,6 MPa a 100,2 m/min com ferramenta de carboneto

(Narutak et al., 1983). Quando a tensão residual na superfície é de compressão, isto pode

ser benéfico para a resistência à fadiga. Neste experimento feito por Narutak et al (1983), a

distribuição das tensões residuais com respeito à direção radial não foram medidas.

a) Ferramenta: MD Vc=0,67m/s, sem refr

b) Ferramenta: MD Vc=1,67 m/s m sem refr

c) Ferramenta: Diamante Natural Vc= 3,33 m/s, com refr.

Direção de corte

54

Tabela 4.1 - Valores de tensões residuais superficiais para ligas de titânio (MPa) (Narutak et al, 1983)

Direção de corte Direção do avanço Ferramentas Vc (m/min) Refrig. Seco Refrig. Seco - 364,6 - 399,8 -263,6 -282,2 MD (K10) 40 m/min

100 m/min - 400,6 - 444,9 -258,7 - 241,1 - -308,7 - -258,7 Diamante 100 m/min

150 m/min -352,7 - - 164,6 -

4.3 - Desgastes de ferramentas de metal duro

Tão importante quanto a otimização dos parâmetros de corte para a usinagem de

determinados materiais em função do acabamento superficial desejado, é a análise dos

vários tipos de desgastes observados nas ferramentas durante a usinagem de ligas de

titânio.

A temperatura gerada dentro das zonas de cisalhamento primárias e secundárias

afeta a taxa de desgaste do material da ferramenta. Conseqüentemente, altas temperaturas

de corte resultam freqüentemente em severos desgastes, como deformação plástica, e

fratura da aresta de corte. Há vários tipos de mecanismos que podem influenciar o desgaste

da ferramenta e subseqüentemente a vida de ferramenta quando da usinagem da liga Ti-

6246. Os mecanismos de desgaste observados foram: difusão, abrasão, lascamento, e

deformação plástica (Jawaid et al., 1999).

A figura 4.7, do estudo desenvolvido por Jawaid et al. (1999), mostra a progressão

do desgaste médio de superfície de flanco para velocidades de corte de 60, 75 e 100 m/ min

durante a usinagem da liga Ti-6246 com insertos classe 883 (grãos finos = 1,0µm) e 890

(grãos extra finos = 0,68µm), respectivamente. A taxa de desgaste de flanco foi rápida a

velocidades de corte e taxas de avanços mais altas, especialmente na usinagem a seco. Um

aumento da taxa de desgaste de flanco foi observado com o aumento da velocidade de

corte. Uma área de contato mais curta na interface cavaco-ferramenta foi observada a

velocidades de corte mais altas. Isso causou uma concentração de temperatura muito alta

perto da aresta de corte. O desgaste médio de flanco do inserto classe 890 (grãos extra

finos), foi maior quando comparado com o inserto classe 883 (grãos finos), para todas as

velocidades de corte e taxas de avanço aplicadas. Isso sugere que a taxa de desgaste para

insertos classe 890, foi maior que para insertos classe 883. A maior taxa de desgaste das

ferramentas classe 890, foi associada com a solubilidade aumentada de WC em ligas de

55

titânio. Nas fases iniciais de corte, o desgaste da superfície de flanco e da ponta foi

uniforme. No decorrer da usinagem o desgaste de ponta passou a aumentar mais

rapidamente que o de superfície de flanco como mostrado nas figuras 4.8 (a) e 4.8(b)

Figura 4.7 - Desgaste médio de flanco de insertos de MD classe 883 em função dos parâmetros de usinagem (Jawaid et al., 1999).

No decorrer da usinagem o desgaste de cratera passou a aumentar mais rapidamente

que o de superfície de entalhe como mostrado nas figuras 4.8 (a) e (b)

(a) (b) Figura 4.8 (a) mostra o desgaste de ponta da ferramenta MD classes 890, e a figura (b) o da ferramenta 883, após 1,8 min. de corte, com parâmetros de Vc=75m/min e f= 0,25 mm/v (Jawaid et al., 1999).

As altas temperaturas de corte e as tensões geradas sobre a superfície do flanco

próximo a área da ponta provavelmente causaram a redução da resistência à ruptura da

ferramenta. Isto resulta eventualmente numa grande taxa de desgaste na área da ponta da

ferramenta. O desgaste máximo de flanco na ponta parece ser o fator limitante que

controla a vida da ferramenta em todos os casos. Quase todos os desgastes de superfície

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0 2 4 6 8 10 12

Tempo de Corte (min)

Des

gast

e de

Fla

nco

(mm

)

Vc=60;f=0,25

Vc=60;f=0,35

Vc=75;f=0,25

Vc=100;f=0,25

Vc=75;f=0,35

Vc=100;f=0,35

56

mostraram características similares para todas as taxas de avanço. Uma visão ampliada da

superfície de folga para o metal duro de grão fino, figuras 4.9 (a), e o metal duro de grão

extra fino, figura 4.9 (b), mostram que o desgaste por abrasão, através de grãos de

carboneto foi o mecanismo predominante. Tensões e temperaturas mais altas na aresta

cortante causaram o processo de lascamento ocorrido na aresta cortante. Os materiais

lascados da ferramenta , fluindo entre a superfície de folga da ferramenta e a superfície

recém usinada aparentemente, causou o processo de abrasão observados em alguns pontos.

Porém, também foi observado um desgaste polido debaixo do titânio aderido na superfície

de flanco. O desgaste polido padrão ocorre devido ao mecanismo de desgaste por difusão.

Aparentemente o desgaste por difusão foi o mecanismo predominante sobre outros

mecanismos de desgaste na superfície de folga dos insertos, especialmente em altas

velocidades de corte (Jawaid et al., 1999).

(a) (b)

Figura 4.9 - Visão da superfície de folga dos insertos: (a) grão fino 883 e (b) grão

extra fino 890 (Jawaid et al., 1999).

O estudo feito por Narutak et al (1983), também faz referências ao desgaste de

ferramentas de MD. A figura 4.10 mostra as curvas de desgaste progressivo do metal duro

da ferramenta classe ISO K10 na usinagem da liga Ti-6Al-4V a uma velocidade de corte

relativamente alta. Em usinagem a seco, o desgaste da ferramenta é incrivelmente alto

após 5 minutos de corte a 100 m/min, enquanto que a taxa de desgaste com fluido

refrigerante do tipo óleo solúvel é baixa e a largura do desgaste de flanco é,

aproximadamente, 0,06 mm logo após 5 min. de corte. Porém, em altas velocidades de

corte, acima de 200 m/min, a vida da ferramenta torna-se extremamente curta, isto é um

indicativo da ineficiência da refrigeração devido à alta temperatura de corte (Narutak et

al., 1983).

57

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0 10 20 30 40

Tempo de corte (min)

Des

gast

e de

Fla

nco

VB (m

m)

seco-Vc=200

refr-Vc=200

seco-Vc=100

refr.-Vc=100

Figura 4.10 - Curvas de desgaste para ferramentas de MD classe ISO K10 na

usinagem da liga Ti-6Al-4V com e sem refrigeração (Narutaki et al., 1983)

Narutaki et al. (1983), observaram o desgaste de um inserto MD classe ISO K10 a

100 m/min. e concluíram que a ferramenta usada no corte a seco apresentou grande

desgaste de cratera na superfície de saída devido à severa ação dos cavacos. No corte

refrigerado porém, os danos na ferramenta foram relativamente pequenos.

4.3.1 - Desgaste de cratera

Nos ensaios descritos por Jawaid et al. (1999), era esperado que o menor tamanho

dos grãos de WC das ferramentas classe 890 de metal duro deveriam proporcionar uma

maior resistência ao desgaste para a superfície de saída que o tamanho de grão maior das

ferramentas classe 883. Uma visão ampliada da superfície de saída da ferramenta 883,

figura 4.11(a) e 890, figura 4.11(b) mostram que os grãos de WC foram gastos ao redor

das arestas cortantes. Alta temperatura de corte e o choque constante entre cavaco e

ferramenta, durante a operação de torneamento criaram o ambiente propício para uma área

de desgaste. O desgaste polido foi causado por difusão do material da ferramenta no

cavaco ou na peça. O contato íntimo entre a ferramenta e o cavaco de titânio ou a peça a

alta temperatura (>800°C) propicia um ambiente satisfatório para os átomos do material

da ferramenta se difundirem ou migrarem além da ferramenta-cavaco ou da interface entre

ferramenta-peça . Segundo Jawaid et al. (1999), resultados semelhantes foram observados

por outros pesquisadores . A figura 4.11 mostra uma cratera sobre a superfície de saída

58

onde o cavaco é arrastado separando uma porção da superfície de saída na direção do fluxo

do cavaco (Jawaid et al., 1999).

Figura 4.11(a) Figura 4.11(b)

Figura 4.11-Visão ampliada da superfície de saída: (a) inserto classe-883 e (b) inserto

classe-890 (Jawaid et al., 1999)

4.3.2 – Desgaste de entalhe No trabalho desenvolvido por Moreira (2002), foram testadas ferramentas de metal

duro na usinagem por torneamento externo em desbaste da liga Ti-6Al-4V, onde se avaliou

o comportamento em relação ao desgaste e o comprimento lc (m) usinado, em função da

variação da velocidade de corte e do avanço. Avaliou-se o metal duro classe H10A em

operação de torneamento em desbaste, utilizando faixas de avanço de 0,25; 0,3 e 0,4 mm/v

velocidades de corte de 70, 85 e 100 m/min e profundidade de corte ap= 3mm sem a

utilização de fluido refrigerante e considerando um desgaste admissível de entalhe na

região do flanco de 0,6 mm como o fim de vida da ferramenta.

A figura 4.12 mostra o efeito da velocidade de corte no desgaste da ferramenta.

Observa-se que, para um desgaste máximo de 0,6 mm, à velocidade de 100 m/min, a

ferramenta apresenta uma tendência mais acentuada de desgaste, sendo que, o melhor

desempenho em termos de comprimento de corte foi observado para velocidade de 85

m/min.

59

Figura 4.12 – Desgaste de entalhe em função do comprimento de corte.

As figuras 4.13a e 4.13b a seguir mostram o desgaste de entalhe ocorrido na ferramenta de metal duro classe H10A para uma Vc = 70 m/min , avanço de 0,3 mm/v e ap=3 mm

Figura 4.13a Figura 4.13b Figuras 4.13a e 4.13b - Desgaste de entalhe em ferramenta de MD após desbaste da liga Ti-6Al-4V, sem refrigeração (Moreira, 2002). 4.3.3 - Lascamento e fratura

Jawaid et al. (1999), concluíram em suas experiências que a ação de altas

temperaturas de corte e tensão na aresta de corte somada à fragilidade dos materiais de

60

ferramenta podem apressar o lascamento, por escamação, rachaduras e fratura dos insertos.

Lascamentos foram detectados na aresta de corte, na superfície de saída, e também na

ponta das ferramentas, especialmente ao se utilizar altas velocidades de corte e altas taxas

de avanço em ferramentas de metal duro. Escamações foram observadas na superfície de

saída da ferramenta. A alta temperatura e tensões no contato, entre ferramenta e cavaco,

causam a soldagem de material da peça na superfície de saída, sendo essa a principal

causa de lascamentos e escamações, também as cargas mecânicas e térmicas geradas

durante operações de usinagem contribuem para a escamação e lascamento da ferramenta

como mostrado na figura 4.14.

Figura 4.14 - Inserto de MD submetido à velocidade de corte de 100m/min por

10min sem refrigeração (Jawaid et al., 1999).

4.4 - Avaliação de desgaste das ferramentas de CBN Zoya et al. (1998), avaliaram os seguintes tipos de desgaste e avarias em

ferramentas de CBN na usinagem da liga Ti-4,5Al-4,5Mn:

- Deformação plástica da cunha de corte

- Desgaste por difusão

- Desgaste por fadiga

Durante a usinagem das ligas de titânio as ferramentas de CBN exibem

deformações na ponta de corte, comprometendo o desempenho da usinagem. Com o

aumento da velocidade de corte e do avanço, e conseqüentemente, da temperatura de corte,

há predominância de tensões sobre a aresta de corte. Após alguns minutos de corte, um

limite é finalmente alcançado pelo material da ferramenta passando a não mais resistir à

combinação de influências de tensões e temperatura iniciando deformações e desgastes

permanentes.

61

Tais deformações plásticas ocorrem normalmente no raio de ponta da ferramenta

induzindo a oscilações da ferramenta que possibilita a fadiga de baixo ciclo na

ferramenta. Assim, na usinagem de ligas de titânio a ferramenta de CBN exibe além do

desgaste de ponta, lascamentos na aresta de corte e desgaste por difusão devido a reação

entre a liga de titânio, o material da ferramenta, nitrogênio e o oxigênio atmosférico. Uma

ferramenta, submetida a temperaturas da ordem de 1100ºC, é mostrada nas figuras

4.15(a) e 4.15(b), nestas, se observa que o desgaste da ferramenta, a baixa velocidade de

corte, é associado com um lascamento localizado na aresta de corte, possivelmente devido

às oscilações da ponta da ferramenta e, observa-se ainda uma ampla craterização sobre a

superfície de saída com marcas de estriamento devido ao fluxo de cavaco (Zoya et al.,

1998).

Figura 4.15(a) Figura 4.15(b)

Figuras 4.15(a) e 4.15(b) - Inserto de MD submetido à velocidade de corte de

100m/min por 10min, sem refrigeração (Zoya et al., 1998).

O titânio é um material reativo e com grande afinidade com o oxigênio

atmosférico, especialmente a temperaturas superiores a 800ºC, e com o nitrogênio que é

absorvido da ferramenta de CBN, essa reação também pode enfraquecer a ferramenta.

Assim sendo, nesta faixa de temperatura o desgaste das ferramentas de CBN também

ocorre por difusão, tornando-a crítica durante a usinagem de titânio, exigindo a presença

de algum processo de refrigeração (Zoya et al., 1998).

4.5 - Avaliação de desgaste das ferramentas de PCD

É importante salientar que Narutak et al (1983), em seus testes de torneamento das

ligas Ti-6Al-4V e Ti-5Al-5Sn experimentou vários tipos de ferramentas de corte, como:

62

metal duro, com e sem cobertura de TiN e TiC, CERMET , ferramentas cerâmicas de

óxido de alumínio, ferramentas de nitreto de boro cúbico (CBN), sendo que essas últimas

ferramentas foram descartadas logo no início dos testes, dando maior ênfase às

ferramentas de diamante natural e sinterizado (PCD).

Segundo Narutak et al. (1983), em função da alta afinidade química das ligas de

titânio observou-se um excessivo desgaste das ferramentas durante a usinagem das ligas

de titânio quando comparadas aos materiais convencionais (aços médio carbono ,por ex.).

O desgaste típico das ferramentas de Cermet e metal duro com coberturas de nitreto de

titânio TiN e com carboneto de titânio TiC , confirmam as previsões de excessivo desgaste

que pode ser atribuído a reações químicas e adesão entre ferramenta e material usinado. As

ferramentas cerâmicas e o CBN também apresentaram um incomum desgaste de entalhe.

Eventualmente, todos os materiais de ferramentas acima mencionados, segundo Narutak et

al. (1983), não são recomendados para usinagem das ligas de titânio.

Por outro lado, a ferramenta de diamante natural, mostrou um excelente

desempenho para a velocidade de corte de 100 m/min sem refrigeração, mostrado na figura

4.16. Isto ocorre devido a maior condutividade térmica do diamante, em torno de 2000

W/m.K que é 25 vezes maior que a do MD classe K10, e sua baixa afinidade química com

a liga. Em seguida aplicando a refrigeração, a taxa de desgaste da ferramenta foi mais lenta

a velocidades de corte acima de 200 m/min. A largura do desgaste de flanco foi de

somente 0,02 mm após 30 minutos de corte (Narutak et al., 1983).

Para altas velocidades de corte em torno de 300 m/min, a taxa de desgaste aumenta

rapidamente mesmo para usinagem com refrigeração. A partir desses resultados (Narutak

et al., 1983), pode concluir que o limite superior de velocidade de corte com ferramenta de

diamante é de aproximadamente 200 m/min na usinagem com refrigeração (CR) e que sem

a refrigeração (SR), a ferramenta é seriamente danificada.

No caso de ferramentas com diamante sinterizado, onde a condutividade térmica é

comparativamente baixa, a desempenho de corte foi similar à ferramenta de metal duro.

63

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0 10 20 30

Tempo de corte (min)

Des

gast

e de

flan

co V

B

(mm

)

SD-CR200m/min

ND-CR300m/min

SD-CR100m/min

ND-SR100m/min

ND-CR200m/min

Figura 4.16 - Curvas de desgaste de ferramentas de diamante natural ND e sinterizado SD

(com refrigeração (CR) e sem refrigeração (SR), ap= 0,5mm, f= 0,1mm/v) (Narutaki et al.,

1983).

Para baixas velocidades de corte, Narutaki et al. (1983), concluiu que o

desempenho das ferramentas de diamante sinterizado foi superior ao das ferramentas de

metal duro e ligeiramente inferior em comparação às ferramentas de diamante natural.

Devido à importância da refrigeração no processo de usinagem das ligas de titânio

se desenvolveram vários métodos para suprir a região de corte com fluido refrigerante,

como, por exemplo, prover de nitrogênio líquido a região de corte por um canal interno ao

suporte da ferramenta ou aplicado sob pressão na região de corte . Nos testes, o calor

gerado pela operação de corte foi dissipado eficazmente aumentando a condutividade

térmica da ferramenta. Para isso foi projetada uma ferramenta especial na qual um calço

de cobre foi embutido na base do inserto para melhor dissipar o calor .

64

4.6 - Conclusões preliminares

As possíveis conclusões da comparação desses estudos mostram alguns pontos em

comum entre os pesquisadores como, por exemplo, que é extremamente recomendável a

utilização abundante de fluido refrigerante para todos os materiais de ferramentas

propostos, tendo em vista os danos causados às ferramentas pelas altas temperaturas.

As velocidades de corte para as ligas de titânio são significativamente mais baixas

do que para a maioria dos aços em geral, embora essa faixa ideal para cada ferramenta

testada tenha variado bastante entre cada pesquisador. Conclui-se, também, que

ferramentas de diamante são mais eficientes para usinagem de ligas de titânio do que

ferramentas de MD em função das maiores velocidades de corte permitidas (não se

levando em conta fatores econômicos).

Um item ainda controverso sobre a bibliografia estudada, foi a avaliação quanto ao

desempenho de ferramentas de CBN para usinagem das ligas de titânio, fator este que será

melhor avaliado no decorrer dos testes práticos deste trabalho.

14

CAPÍTULO III

3 - Revisão da usinagem dos metais

3.1 - Mecanismo de formação do cavaco

Para uma explicação científica das diferentes grandezas relacionadas com a usinagem dos metais, tais como desgaste da ferramenta e suas causas, torna-se necessário uma melhor compreensão dos mecanismos formadores do cavaco. Independente da ferramenta utilizada na usinagem , o cavaco é formado por um mecanismo de deformação plástica, onde os cristais do metal são alongados através de escorregamento ou cisalhamento como mostrado na figura 3.1 .

Figura 3.1 Distribuição do material da peça durante a formação do cavaco

(Bayoumi,1995). Devido a alta deformação no processo de usinagem, a formação do cavaco ocorre num tempo muito curto. Ao mesmo tempo, uma grande quantidade de material cisalhado, deformação plástica, alta pressão e alta temperatura também acompanham e influenciam o processo de formação do cavaco. O material da peça usinada ao redor da aresta de corte é submetido a grandes tensões e pode sofrer algumas mudanças metalúrgicas (Bayoumi, 1995). Durante o processo de usinagem, o material da peça usinada sofre uma grande

15

deformação plástica por causa da movimentação entre a ferramenta e a peça. Usualmente, durante a usinagem de alguns metais, duas regiões específicas do cavaco são formadas, figura 3.2.

Figura 3.2 - Zonas de deformação primária e secundária em usinagem (Bayoumi, 1995). Durante a usinagem das ligas de titânio pode-se observar um cavaco típico com as bandas claramente evidenciadas por camadas muito finas com extrema deformação de cisalhamento formadas no corte do metal, onde as zonas de alta tensão de cisalhamento se identificam com a linha onde ocorre a ruptura do cavaco, figura 3.3

Figura 3.3 Formação do cavaco segmentado (Bayoumi, 1995).

O corte dos metais envolve o cisalhamento concentrado ao longo de um plano chamado plano de cisalhamento (zona primária de cisalhamento). O ângulo entre o plano de cisalhamento e a direção de corte é chamado de ângulo de cisalhamento (φ) (figura 3.4).

16

Quanto maior a deformação do cavaco sendo formado, menor o ângulo de cisalhamento e maiores são os esforços de corte. Esta influência é marcante na usinagem de materiais dúcteis, muito suscetíveis a deformação como no caso das ligas de titânio.

Figura 3.4 - Esquema da formação do cavaco (Diniz et al., 2002)

Segundo Ferraresi (1977), a parte de trás do cavaco é rugosa em razão da deformação não ser homogênea. Isto é devido à presença de pontos de baixa resistência ou de concentração de tensão presente no metal sendo usinado. Um plano de cisalhamento passando através de um ponto de concentração de tensão, causa deformação a um valor de tensão mais baixo que aquele que deforma um ponto que não está sob concentração de tensão. Em geral, a formação do cavaco nas condições normais de usinagem com ferramentas de metal duro ou de aço rápido se processa da seguinte forma:

a) Uma pequena porção do material (ainda solidária à peça) é recalcada (deformações elástica e plástica) contra a superfície de saída da ferramenta; b) essa deformação plástica aumenta progressivamente, até que as tensões de cisalhamento se tornem suficientemente grandes, de modo a se iniciar um deslizamento (sem que haja perda de coesão) entre a porção de material recalcada e a peça; c) continuando a penetração da ferramenta, haverá uma ruptura (cisalhamento) parcial ou completa do cavaco, acompanhando o plano de cisalhamento já citado anteriormente e dependendo da ductilidade do material e das condições de usinagem; d) prosseguindo, devido ao movimento relativo entre a ferramenta e a peça, inicia-se um escorregamento da porção do material deformada e cisalhada (cavaco) sobre a superfície de saída da ferramenta. Enquanto isso, uma nova porção do material está se formando e cisalhando, a qual irá também escorregar sobre a superfície de saída da ferramenta,

17

repetindo o fenômeno. O fenômeno de formação do cavaco é periódico. Essa periodicidade é comprovada

experimentalmente por meio da medida da freqüência e da amplitude de variação da intensidade da força de usinagem. Na usinagem de materiais dúcteis, que têm grande zona plástica e, por isso, deformam-se bastante antes da ruptura, as quatro fases são bem pronunciadas. Já em materiais frágeis, que possuem zona plástica bem pequena e, por isso, rompem-se com pouca deformação plástica quando submetidos à tensão, as fases “a” e “b” citadas acima são bem curtas, na fase “c” a ruptura do cavaco é total (não somente da peça, mas também das porções anteriores e posteriores de cavaco) e a fase “d” é praticamente inexistente, já que o pequeno cavaco formado sai da região de corte, não atritando com a superfície de saída da ferramenta .

3.1.1 - A lnterface Cavaco-Ferramenta

Trent, citado por Machado e Silva (1994), apresenta que, na interface cavaco-superfície de saída da ferramenta, existe uma zona de aderência e, logo após esta, uma zona de escorregamento entre o cavaco e a ferramenta (figura 3.5), quando da usinagem de vários metais, os que formam cavacos contínuos, como será definido mais à frente, com ferramentas de aço rápido e metal duro. Nestas condições, o movimento do cavaco na zona de aderência ocorre por cisalhamento do material do cavaco. Bem próximo da interface é formada uma zona de cisalhamento intenso chamada de zona de fluxo. Ali existe uma camada de material estacionário na interface cavaco-ferramenta e a velocidade de saída do cavaco vai aumentando à medida que se percorre sua espessura, até que se chega ao fim da zona de fluxo, onde acaba o cisalhamento e a velocidade de saída do cavaco fica constante. Essa zona de fluxo tem uma espessura da ordem de 0,01 a 0,08 mm, isto é, depois disso a velocidade de saída do cavaco se estabiliza (figura 3.5). Na zona de aderência, a área de contato entre cavaco e ferramenta é total, isto é, a área real de contato é igual a aparente (Diniz et al., 2002).

18

Figura 3.5 - Área de contato cavaco-ferramenta (Diniz et al., 2002). Ao lado da zona de aderência acontece uma zona de fluxo, como mostrado na

figura 3.6. Ali o contato se dá apenas nos picos das irregularidades das duas superfícies em contato. A zona de aderência ocorre devido às altas tensões de compressão, às altas taxas de deformação e à homogeneidade do material da peça em contato com a ferramenta (Diniz et al., 2002).

Segundo Wright (1979), as condições na interface, de escorregamento ou aderência, dependem do par ferramenta-peça, do tempo de usinagem e da velocidade de corte. As condições de aderência são favorecidas por altas velocidades de corte, longos tempos de usinagem e pequenas diferenças entre o material da peça e da ferramenta. Quanto menor o ângulo de saída da ferramenta, maior o comprimento de contato cavaco-superfície de saída da ferramenta e, com isso, maior a zona de aderência. Quanto maior a zona de aderência, maior a temperatura de corte e a força de usinagem.

Figura 3.6 - Zona de fluxo entre cavaco e ferramenta (Diniz et al., 2002)

Zona de Aderência

19

3.2 - Controle da Forma do Cavaco Diversos problemas práticos têm relação com a forma do cavaco produzido na

usinagem (Ferraresi,1977), já que esta tem implicações nas seguintes áreas: 1- Segurança do operador - um cavaco longo, em forma de fita, pode atingir o

operador e machucá-lo seriamente. 2- Possível dano à ferramenta e à peça, um cavaco em forma de fita, pode se enrolar

à peça, danificando seu acabamento superficial. Isto é um problema mais sério ainda em operações como o torneamento interno, onde o cavaco em fita não tem para onde sair e acaba danificando bastante o acabamento superficial da peça usinada. Além do dano à peça, um cavaco em fita pode também prejudicar a ferramenta. Em operações de torneamento, por exemplo, quando o cavaco se enrola sobre a peça, ele tenta penetrar entre a interface peça-ferramenta, podendo causar a quebra da ferramenta. Em operações de furação, o cavaco em fita pode, devido ao seu baixo fator de empacotamento e devido à dificuldade de sua expulsão pelo fluido de corte, entupir o canal helicoidal da broca e causar também a sua quebra.

3- Manuseio e armazenagem do cavaco - logicamente, um cavaco longo em forma

de fita, é muito mais difícil de manipular e requer um espaço muito maior para ser armazenado, que um cavaco curto com o mesmo peso.

4- Forças de corte, temperatura e vida da ferramenta - ao se procurar deformar

mais o cavaco visando aumentar sua capacidade de quebra, pode-se aumentar bastante os esforços de corte, com conseqüente aumento da temperatura e diminuição da vida da ferramenta.

Materiais frágeis como o ferro fundido cinzento, tendem a formar cavacos na forma

de pequenas partículas. Por outro lado, materiais dúcteis tendem a formar cavacos longos e contínuos que são perigosos e difíceis de manusear. Quando se formam cavacos longos em forma de fita, com todos seus inconvenientes citados anteriormente, é necessário que o operador pare a máquina periodicamente para remover o cavaco amontoado. Isto representa um desperdício de tempo e um risco à sua segurança (Diniz et al., 2002). Por isso, muito se tem feito no sentido de aumentar a capacidade de quebra do cavaco de materiais dúcteis. O item a seguir trata deste tema.

20

3.2.1 - Classificação dos Cavacos

Os cavacos são classificados de diversas maneiras. Uma das mais didáticas é aquela que classifica o cavaco em tipos e formas (Ferraresi, 1977).

Os tipos de cavacos são:

a) cavaco contínuo - apresenta-se constituído de lamelas justapostas numa disposição contínua. A distinção das lamelas não é nítida. Forma-se na usinagem de materiais dúcteis como o aço, por exemplo, onde o ângulo de saída deve assumir valores elevados;

b) cavaco de cisalhamento - apresenta-se constituído de lamelas justapostas bem distintas;

c) cavaco de ruptura - apresenta-se constituído de fragmentos arrancados da peça usinada. A superfície de contato entre cavaco e superfície de saída da ferramenta é reduzida, assim como a ação do atrito; o ângulo de saída da ferramenta deve assumir valores baixos, nulos ou negativos.

Não há uma distinção muito nítida entre os cavacos contínuos e de cisalhamento. Conforme as condições de usinagem e a geometria da ferramenta, se estas impuserem uma deformação maior ao cavaco, pode-se passar do cavaco contínuo ao de cisalhamento, mas o principal fator determinante do tipo de cavaco é o material da peça usinada. Em geral, materiais dúcteis como aços e alumínios, formam cavacos contínuos ou de cisalhamento e materiais frágeis como ferros fundidos e latões, formam cavacos de ruptura (Machado, 1988). As formas de cavaco são conforme ilustrado na figura 3.7: a) cavaco em fita; b) cavaco helicoidal; c) cavaco espiral; d) cavaco em lascas ou pedaços.

O cavaco em fita carrega consigo todos os inconvenientes já citados anteriormente. As outras formas de cavaco não têm inconvenientes mais sérios, dependendo do tipo de processo utilizado. Assim, por exemplo, o cavaco em lascas é preferido quando houver pouco espaço disponível, ou quando o cavaco deve ser removido por fluido refrigerante sob pressão, como no caso da furação profunda (Ferraresi, 1977). Em fresamento de

21

faceamento, quando a remoção de material é elevada, prefere-se a formação de cavacos helicoidais, pois estes saltam fora do bolsão de armazenamento de cavaco entre os dentes da fresa, não se tendo o risco de entupimento deste espaço. Logicamente, não tem sentido definir-se as formas de um cavaco se ele é do tipo de ruptura. Este cavaco é sempre muito pequeno, em geral em forma de pó. Assim, a classificação das formas de cavaco dada acima se presta aos cavacos do tipo contínuo e de cisalhamento (Diniz et al., 2002).

Figura 3.7 - Formas de cavaco: a) helicoidal; b) lasca; c) fita; d) espiral

(Moreira, 2002).

3.3 Materiais de ferramentas Atualmente existe uma ampla gama de diferentes materiais que podem ser escolhidos para serem utilizados como ferramenta de corte, devido aos intensos investimentos que vêm sendo feitos nas áreas de pesquisa e desenvolvimento de novos materiais e também devido a acirrada concorrência existente entre os diversos fornecedores. A introdução de ferramentas de corte mais sofisticadas tem contribuído para a melhoria dos processos de usinagem com a redução dos tempos de corte e o crescimento do volume de cavaco removido (Marcondes, 1990).

Para a seleção criteriosa do material da ferramenta, segundo Diniz (2002), uma série de fatores deve ser ponderada, dentre os quais podem ser mencionados os seguintes:

22

• material a ser usinado - a dureza e o tipo de cavaco formado são duas das características do material da peça que devem ser levadas em conta na escolha do material da ferramenta; • processo de usinagem - alguns tipos de processo que utilizam ferramentas rotativas de pequeno diâmetro, ainda utilizam materiais de ferramentas mais antigos (como o aço rápido), devido às altas rotações necessárias para se conseguir as velocidades de corte compatíveis com materiais mais nobres de ferramentas; • condição da máquina-ferramenta (potência, gama de velocidades, estado de conservação, etc...) - máquinas-ferramenta antigas, com folgas, baixa potência e rotação exigem materiais de ferramentas mais tenazes e que não requeiram alta velocidade de corte; • forma e dimensões da ferramenta - ferramentas de forma não padronizada, muitas vezes são feitas de aço rápido ou de um tipo de metal duro que possa ser soldado ao cabo (metal duro que suporte choques térmicos). Ferramentas rotativas de pequeno diâmetro são geralmente feitas de aço rápido devido ao fato de necessitarem de rotações muito altas para conseguirem velocidades de corte compatíveis com um material de ferramenta mais nobre; • custo do material da ferramenta - alguns materiais de ferramenta, apesar de conseguirem maior vida da ferramenta e/ou maior produção, muitas vezes não apresentam uma relação custo/benefício razoável; • condições de usinagem - condições de usinagem típicas de acabamento (alta velocidade de corte, baixo avanço e profundidade de corte, em peças que já sofreram uma operação anterior de usinagem e, portanto, não apresentam excentricidade, casca endurecida, etc.) exigem ferramentas mais resistentes ao desgaste. Segundo Sandvik (1994), qualquer que seja o material para a ferramenta em consideração, é necessário que ele apresente uma série de requisitos de menor ou maior importância, dependendo dos diversos fatores citados acima. Quatro das principais características são: a) dureza a quente: dependendo do tipo de operação, a temperatura da ferramenta pode ultrapassar 1000 ºC. Então, cada vez mais se procura materiais de ferramentas que possam atingir essa temperatura com dureza suficiente para suportar as tensões do corte; b) resistência ao desgaste: significa principalmente resistência ao desgaste por abrasão, isto é, resistência ao atrito. Essa propriedade está muito ligada a dureza a quente do material;

23

c) tenacidade: que representa a quantidade de energia absorvida pelo material antes da ruptura. Uma ferramenta tenaz resiste bem aos choques inerentes ao processo; d) estabilidade química: para evitar o desgaste por difusão, comum quando se trabalha em altas velocidades de corte.

Para o caso de aços para ferramentas, podem-se acrescentar outras características como temperabilidade, tamanho de grão, etc.. Uma outra propriedade importante é a resistência aos choques térmicos (principalmente em processos com corte interrompido, como o fresamento).

Não existe uma classificação geral de materiais para ferramentas. Entretanto, com base nas suas características químicas, os principais materiais para ferramentas podem ser agrupados da seguinte maneira: - aços rápidos; - aços rápidos com cobertura; - metal duro; - metal duro com cobertura; - material cerâmico; - nitreto de boro cúbico; - diamante. Nota: Os materiais citados acima estão em ordem crescente de dureza a quente e resistência ao desgaste por abrasão.

Como esse assunto é bastante extenso e a maioria dos materiais para ferramentas de usinagem não se aplicam a usinagem de ligas de titânio vamos restringir a descrição a materiais mais específicos como:

24

3.3.1- Metal Duro O metal duro (MD) é um produto da metalurgia do pó feito de partículas duras

finamente divididas de carbonetos de metais refratários, sinterizados com um ou mais metais do grupo do ferro (ferro, níquel ou cobalto) formando um corpo de alta dureza e resistência à compressão. As partículas duras são carbonetos de tungstênio, usualmente em combinação com outros carbonetos, como carbonetos de titânio, tântalo e nióbio. O tamanho dessas partículas varia entre 1 a 10 µm e ocupam de 60 a 95% do volume do material. O metal aglomerante é, na grande maioria das vezes, o cobalto. A utilização do metal duro é feita, na grande maioria das vezes, na forma de pastilhas soldadas ou fixadas mecanicamente (intercambiáveis) sobre um porta-ferramenta de aço (Sandvik, 2002).

Como já comentado anteriormente, a dureza em altas temperaturas e a tenacidade (ou capacidade de resistência ao choque), são propriedades que se exigem de qualquer material utilizado em ferramentas de usinagem e que encontram um compromisso no metal duro, isto é, pode se ter metais duros de elevada tenacidade, como também, conseguir metais duros com alta resistência ao desgaste ou dureza a quente. Outras características que são normalmente controladas, pois afetam a capacidade de corte do metal duro, são a porosidade e a microestrutura. Porém, atualmente o metal duro recoberto tem ocupado grande parte da fatia de mercado do metal duro sem cobertura, o qual tem sido utilizado somente para a usinagem do alumínio, titânio e para operações especiais (Diniz, 2002).

Os diversos tipos de metal duro são classificados pela norma ISO em três grupos designados pelas letras P, M e K. Existe ainda uma subdivisão dentro de cada um destes grupos usando números. Assim, existem os sub-grupos P01 a P50, M01 a M40 e K01 a K40.

O grupo P é constituído de metais duros de elevado teor de TiC + TaC, que lhes confere uma elevada dureza a quente e resistência ao desgaste. É indicado para a usinagem de materiais que produzem cavacos contínuos como aços e materiais dúcteis em geral, que por formarem uma grande área de atrito com a superfície de saída da ferramenta, desenvolvem uma alta temperatura de corte e tendem a desgastar bastante a ferramenta (desgaste de cratera). O metal duro dessa classe resiste mais do que as classes K e M ao mecanismo de geração do desgaste de cratera (principalmente difusão), pois exigem temperaturas mais altas para reagirem com o ferro dos aços (Diniz, 2002).

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Tabela 3.1 - Composição química e características dos MD (Ferraresi, 1977) Designação

ISO %WC %TiC+

TaC %Co Densidade

(g/cm3) Dureza (HV)

P01 30 64 6 7.2 1800 P10 55 36 9 10.4 1600 P20 76 14 10 11.9 1500 P30 82 8 10 13.0 1450 P40 77 12 11 13.1 1400 P50 70 14 16 12.9 1300 M10 84 10 6 13.1 1650 M20 82 10 8 13.4 1550 M30 81 10 9 14.4 1450 M40 78 7 15 13.5 1300 K10 92 2 6 14.8 1650 K20 91.5 2.5 6 14.8 1550 K30 89 2 9 14.5 1450 K40 88 — 12 14.3 1300

O grupo K foi o primeiro tipo de metal duro a ser desenvolvido. São compostos de carbonetos de tungstênio aglomerados pelo cobalto. Este tipo de metal duro não é resistente ao mecanismo que gera o desgaste de cratera e, assim, os metais duros dessa classe são indicados para a usinagem de materiais frágeis, que formam cavacos curtos (ferros fundidos e latões), e que não atritam muito com a superfície de saída da ferramenta.

O grupo M é um grupo com propriedades intermediárias, sendo destinado a ferramentas com aplicações múltiplas. A representação esquemática da figura 3.10 apresenta a subdivisão dos referidos grupos citados acima, mostrando a tendência de variação das características de dureza, resistência ao desgaste e tenacidade.

Recentemente o catálogo Sandvik (2002), sobre torneamento, chama a atenção para novas classes ISO de insertos denominados pelas letras: “S”, que representam uma família de insertos voltados para a usinagem de superligas resistentes ao calor nas quais se enquadram as ligas de titânio; “N”, para usinagem de metais não ferrosos e “H”, para usinagem de materiais endurecidos.

Pode-se ver na figura 3.8 que uma ferramenta P35 é mais tenaz que uma P10, mas menos resistente ao desgaste. Assim, a ferramenta com metal duro P35 é recomendada para desbaste de aços (operação onde se exige mais tenacidade) e a ferramenta com metal duro P10 é recomendada para acabamento de aços (onde se exige bastante resistência ao desgaste). O mesmo pode ser dito com relação a classe K. Uma ferramenta K10, por ser mais resistente ao desgaste, é recomendada para acabamento de materiais de cavacos curtos (ferro fundido) e uma ferramenta K35, por ser mais tenaz, é recomendada para

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desbaste desses mesmos materiais (Diniz, 2002).

Figura 3.8 - Classes de MD (Diniz et al., 2002).

3.3.2 - Diamante A partir da dificuldade de se utilizar o diamante natural como ferramenta de corte,

devido ao seu elevado custo, partiu-se para a obtenção artificial do diamante. Em 1973, foi apresentada, pela primeira vez, uma ferramenta com uma camada de diamante sintético policristalino (sigla PCD), constituído de partículas muito finas desse material, de granulação definida, para se obter o máximo de homogeneidade e densidade (Diniz, 2002).

A camada de PCD é produzida pela sinterização das partículas de diamante com cobalto num processo de alta pressão (6000 a 7000 MPa) e temperatura (1400 a 2000ºC). A camada de aproximadamente 0,5 mm de espessura ou é aplicada diretamente sobre uma pastilha de metal duro ou então é ligada ao metal duro através de brasagem. A esse conjunto de PCD e metal duro dá-se o nome de plaqueta. Normalmente, o comprimento da camada de diamante é de alguns milímetros, maior que a profundidade de usinagem que será utilizada, a fim de se economizar material. Por causa da distribuição irregular dos grãos de diamante, a camada de PCD é anisotrópica, isto é, possui maior resistência em uma determinada direção. Sua dureza é sempre menor que a do diamante natural, mesmo

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se a direção de máxima dureza for considerada. As plaquetas de PCD são brasadas em um inserto comum de metal duro, o qual pode ser soldado ou preso mecanicamente em porta- -ferramenta padronizado (Diniz, 2002).

Dentre as propriedades do PCD, algumas são muito vantajosas no que diz respeito à sua utilização em ferramentas de usinagem e outras limitam essa utilização. Dentre as propriedades positivas, têm-se: alto valor de condutividade térmica (de 1 a 5 vezes o valor do metal duro classe K) o que dificulta a formação de pontos quentes na ferramenta, altíssima dureza (cerca de 4 vezes a do metal duro classe K e 3 vezes a da alumina) e altíssima resistência ao desgaste por abrasão.

A composição química dos diversos PCD encontrados no mercado praticamente não varia, mas suas propriedades variam com o tamanho das partículas de diamante do material, que variam de 2 a 25 µm de diâmetro. À medida que o tamanho do grão cresce, a resistência ao desgaste aumenta, com conseqüente queda da tenacidade. Devido a afinidade química com o carbono, o diamante não pode ser usado na usinagem de metais ferrosos como o aço ou o ferro fundido, sendo utilizado na usinagem de metais não ferrosos como ligas de alumínio e de cobre, e materiais não metálicos, como plásticos abrasivos, resinas reforçadas com fibras de carbono e de vidro, cerâmicos, metais duros, madeira abrasiva, pedras naturais, e concreto (Diniz, 2002).

Sua mais larga utilização na indústria manufatureira é na usinagem de ligas de aluminio-silício, quando se deseja tolerâncias apertadas, e ótimo acabamento superficial da peça, além disso, a vida da ferramenta é muito maior, economiza-se o tempo de parada da máquina para retirada da ferramenta gasta e ajustagem da nova, fazendo com que, muitas vezes, o custo por peça usinada seja menor quando se utiliza o PCD como ferramenta.O diamante também tem sido utilizado como cobertura de ferramentas de metal duro, principalmente com aplicações utilizando o processo PVD, o que garante uma camada bastante fina (da ordem de 3,5 µm) com características próximas à ferramenta de PCD (Diniz et al., 2002).

3.3.3 - Nitreto de Boro Cúbico

O nitreto de boro cúbico é um material sintético obtido pela reação química:

BCl4 +NH3 BN+3HCl

onde o composto BN tem uma estrutura de grafite hexagonal com aproximadamente um número igual de átomos de boro e nitrogênio arranjados alternadamente. Este composto tem estrutura cúbica hexagonal e, como o carbono que pode ser transformado de uma estrutura hexagonal (grafite) para uma estrutura cúbica (diamante), também o boro pode passar por transformação similar, através de um processo com pressões de 5000 a 9000

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MPa e temperaturas de 1500 a 1900ºC, na presença de um catalisador (geralmente o lítio). Plaquetas (blanks) de CBN são produzidas de forma análoga as de PCD.

Uma camada de 0,5 mm de espessura de partículas de nitreto de boro cúbico é sinterizada com a presença de uma fase ligante, efetivando-se simultaneamente a fixação sobre uma base de metal duro. Essas plaquetas, como no caso do PCD, são posteriormente soldadas a um inserto intercambiável de metal duro ou soldadas diretamente a um porta- -ferramenta de aço (Diniz, 2002).

O CBN é quimicamente mais estável que o diamante, podendo, portanto, usinar ligas ferrosas sem o problema de grande desgaste por difusão. Sua tenacidade é similar ao material cerâmico baseado em nitretos e cerca de duas vezes a da alumina. Sua dureza só é superada pelo diamante, sendo quase duas vezes a dureza da alumina. Existem diversos tipos de CBN no mercado. Cada fabricante usa diferentes materiais e quantidades de aglomerantes (material de segunda fase) e diferentes tamanhos e distribuição de partículas. Mas, de uma maneira geral, segundo Diniz et al. (2002), pode-se dividir os CBN em duas categorias, segundo suas aplicações:

- CBN para usinagem em desbaste (ap entre 0,5 e 8 mm)

- CBN para usinagem em acabamento (ap menor que 0,5 mm)

Os CBN para desbaste possuem maior concentração de nitreto de boro cúbico (90%

em volume) o que aumenta a ligação cristal com cristal e faz sua tenacidade aumentar. Além disso, devido ao alto teor, estes materiais são os que apresentam maior dureza dentre os CBN. Dada essas propriedades, esses CBN são muito eficientes quando o mecanismo predominante de desgaste é a abrasão e/ou onde estão presentes forças de corte muito altas ou corte interrompido, como torneamento e fresamento em desbaste de aços endurecidos e ferro fundido cinzento (dureza entre 45 e 65 HRc).

Os CBN próprios para acabamento são aqueles onde uma fase cerâmica é adicionada, de tal maneira que as ferramentas resultantes possuem menor tenacidade e dureza, mas melhor estabilidade química e térmica que os CBN para desbaste, combinando as propriedades das duas fases presentes (CBN e Cerâmica). Em operações de acabamento os cavacos produzidos são pequenos devido aos pequenos avanços e profundidades de usinagem. A pequena massa de cavaco gerada não é suficiente para remover todo o calor gerado pelo corte e, por isso, a ferramenta atinge altas temperaturas, o que faz com que propriedades como estabilidade térmica e química para impedir a difusão que é facilitada pela alta temperatura, sejam imprescindíveis (Diniz et al., 2002).

As ferramentas de CBN são empregadas na usinagem de aços duros de 45 a 65 HRc. Em aços moles, que formam cavacos longos, o CBN não se comporta bem devido à excessiva craterização, mesmo em condições difíceis como corte interrompido, por

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exemplo, aços-ferramenta, aços rápidos, ligas ferrosas resistentes a altas temperaturas a base de níquel e cobalto, metais duros e revestimentos duros com altas porcentagens de carboneto de tungstênio ou Cr-Ni, aplicadas por soldagem de deposição ou jato de material liquefeito por chama. Em geral, as aplicações onde o CBN é utilizado são aquelas onde o diamante policristalino não pode ser usado, e o metal duro não possui dureza suficiente para poder realizar a tarefa, ou quando possui, a velocidade de corte que deve ser usada é muito menor do que a que pode ser usada com CBN. O CBN compete então com o processo de retificação (substituição da retificação por torneamento, por exemplo) e nos processos de fresamento, torneamento e mandrilamento, com as ferramentas de material cerâmico (Diniz et al., 2002).

Segundo Teixeira (2000), alguns cuidados devem ser tomados quando se utiliza ferramentas de CBN, dentre eles: - Materiais fáceis de serem cortados por outros materiais de ferramenta, como aços não endurecidos, não devem ser usinados com CBN; - o sistema máquina-peça-ferramenta-dispositivo de fixação deve ser o mais rígido possível; - a geometria da ferramenta deve ter angulo de saída negativo (normalmente = -5º) para garantir a resistência aos choques, com ângulo de folga de 5 - 9º e o ângulo principal de posição maior possível (no mínimo 15º) para minimizar trincas na aresta; - a aresta de corte deve ser chanfrada (chanfro de 0,1 mm x 20 a 45o) o que direciona os esforços de corte para o centro da ferramenta e, assim, diminui a possibilidade de quebra da aresta; - sempre que possível, o fluido de corte deve ser utilizado. Na usinagem do ferro fundido cinzento, onde a utilização de óleo de corte não é recomendada, pode-se tentar a utilização de ar comprimido.

3.4 - Desgaste de ferramenta A correta escolha de uma ferramenta no que se refere aos vários quesitos envolvidos, como: classe, geometria, sistema de fixação, escolha dos parâmetros de usinagem, etc. tem grande influência na sobrevida de uma ferramenta porém num dado momento esta será vencida pelo desgaste (Marcondes, 1990). Relacionamos a seguir os tipos de desgaste e avarias mais comuns no processo de torneamento:

a) Desgaste de Entalhe: Esse tipo de desgaste, mostrado na figura 3.9, ocasiona mau

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acabamento e superfícies fora de tolerância dimensional. Sua principal causa é a elevada velocidade de corte ou insuficiente resistência ao desgaste do inserto. Pode ser minimizado pela redução da velocidade de corte e pelo emprego de insertos com classe mais resistente ao desgaste .

Figura 3.9 -a)Desgaste de flanco, b) e c) desgaste de entalhe (Sandvik, 2002).

b) Desgaste de cratera: Provoca o enfraquecimento da cunha de corte, podendo causar a sua ruptura, provocar mau acabamento e aumento no consumo de potência. É causado por abrasão resultante do atrito entre o cavaco e a superfície de saída do inserto e a difusão atômica gerada por elevadas temperaturas nesta região. Pode ser solucionado pela escolha de uma geometria mais positiva, redução do avanço e velocidade de corte para diminuir a temperatura. Quando a área craterizada se localiza próxima à aresta , (figura 3.10) o aumento do avanço afasta a cratera da região do fio de corte.

Figura 3.10 – Desgaste de cratera (Sandvik, 2002).

c) Deformação plástica: As deformações plásticas são depressões ou protuberâncias impostas ao fio de corte (figura 3.11), provocam deficiência do controle de cavaco e mau acabamento superficial. Promovem ainda desgaste de flanco excessivo que pode conduzir a quebra da aresta. Pode ser causado por demasiada temperatura de corte combinada com uma grande pressão de corte ou força de avanço. Pode ser solucionada utilizando-se uma

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classe mais dura com maior resistência a deformação plástica ou ainda diminuindo-se a velocidade de corte e o avanço.

Figura 3.11 – Deformação plástica (Sandvik, 2002).

d) Aresta postiça: Provoca mau acabamento e o rompimento da aresta de corte quando esta se desprende. É causada por resíduos dos cavacos que estão sendo removidos soldando-se a aresta de corte (figura 3.12), devido à baixa velocidade de corte; geometria de corte negativa ou pouco positiva; materiais muito tenazes como certos aços inoxidáveis e alumínio puro. Para evitá-la deve-se aumentar a velocidade de corte, selecionar geometrias mais positivas e utilizar fluidos refrigerantes de forma mais abundante.

Figura 3.12 – Aresta postiça (Sandvik, 2002).

e) Lascamento: São pequenas fraturas de aresta que provocam o mau acabamento da superfície e um desgaste de flanco excessivo (figura 3.13). É causado por uma classe de metal duro demasiadamente frágil e/ou aresta de corte pouco reforçada. Pode ser

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solucionado pela seleção de inserto mais tenaz e com aresta mais robusta, recomenda-se ainda aumentar a velocidade de corte ou escolher geometria mais positiva.

Figura 3.13 - Lascamento (Sandvik, 2002).

f) Trincas térmicas: São pequenas fissuras perpendiculares à aresta de corte que causam o lascamento desta e um conseqüente mau acabamento e baixo rendimento (figura 3.14). São causadas por variações bruscas de temperatura provenientes de torneamento intermitente e abastecimento irregular de fluido refrigerante. Podem ser solucionadas utilizando-se classes de inserto mais tenaz com melhor resistência a choques térmicos, regularizando-se o suprimento ou mesmo eliminando o fluido refrigerante.

Figura 3.14 – Trincas térmicas (Sandvik, 2002).

g) Quebras: Definem-se por fraturas que não só ocasionam estragos no inserto, como também no porta-ferramenta e na própria peça (figura 3.15). São causadas por classe de inserto muito rígido, carga excessiva sobre o inserto, geometria de corte inadequada e frágil ou ainda por insertos com dimensões inadequadas. Podem ser solucionadas utilizando-se uma classe de inserto mais tenaz, reduzindo-se o avanço e/ou a profundidade

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de corte, selecionando-se uma geometria de corte mais robusta e inserto mais espesso ou de maior aresta de corte (Marcondes, 1990).

Figura 3.15 - Quebra (Sandvik, 2002).

3.5 - Vida de ferramenta

Durante a operação de usinagem de desbaste nos aços com ferramentas de metal duro, os desgastes VB (flanco) e KT (profundidade de cratera) geralmente aumentam progressivamente. Para velocidades de corte mais altas o trecho KF da ferramenta (figura 3.16) se enfraquece a tal ponto, que a ferramenta chega a quebrar . Neste caso, o desgaste KT é o principal responsável pela quebra da aresta cortante da ferramenta (Ferraresi, 1977).

Figura 3.16 - Desgastes da ferramenta (ISO 3685, 1993).

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O desgaste VBC da superfície de folga é geralmente maior, principalmente quando a

ferramenta tiver um ângulo de ponta pequeno. Quando tal ocorre, VBC é fator muito

importante na determinação da vida da ferramenta. A ferramenta deve ser substituída antes da quebra da aresta cortante, portanto deve-se estabelecer um critério que permita retirar a ferramenta antes de sua quebra, com certa margem de segurança (Ferraresi, 1977).

Um dos primeiros critérios empregados para determinação foi através do desgaste VBN. Acredita-se que a razão para o emprego deste critério foi a facilidade de medida

desse desgaste. Outro valor usado na medida de desgaste de cratera é a relação k = KT / KM onde KM é a distância entre o centro da cratera e a aresta de corte da ferramenta. Em muitos casos KM permanece praticamente constante durante a usinagem. Segundo Weber citado por Ferraresi (1977), a aresta de corte do metal duro pode vir a quebrar quando a relação k supera o valor 0,4.

Na operação de acabamento, muito antes do desgaste da ferramenta atingir valores que possam originar a quebra do gume cortante, a mesma deve ser substituída, em virtude de não mais satisfazer as exigências impostas pelas tolerâncias das dimensões e as exigências impostas no acabamento da superfície da peça. Têm-se, assim, dois fatores decisivos na determinação das condições de usinagem para a vida da ferramenta.

Enquanto na operação de desbaste, o desgaste VBN do inserto de MD pode chegar

a 0,8 mm ou mais, na operação de acabamento este desgaste não deve superar os valores 0,1 a 0,3 mm, dependendo do grau de acabamento desejado (Ferraresi, 1977).

A curva de vida de ferramenta fornece a vida de ferramenta em função da velocidade de corte. Para execução desta curva deve-se construir em primeiro lugar, gráficos auxiliares, que forneçam os desgastes da ferramenta para diferentes velocidades de corte e tempos de trabalho, em determinadas condições de usinagem, do par ferramenta-peça, geometria da ferramenta, condições de avanço, profundidade de corte, etc. (Diniz et al., 2002).

Na figura 3.17, é mostrada a variação do desgaste VB em função do tempo de usinagem com insertos de MD para diferentes velocidades de corte de posse destas curvas, pode-se fixar o valor do desgaste que definirá a vida da ferramenta nas condições de usinagem desejadas.

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Figura 3.17 (A) - Curvas de desgaste em função do tempo de usinagem, para

diferentes Vc, (B) Curva de vida da ferramenta para o desgaste VB=0,8mm (Ferraresi, 1977). Pode-se ainda construir curvas que fornecem o desgaste em função da velocidade de corte para determinado tempo de usinagem, tais gráficos permitem uma visualização das condições técnicas, enquanto as curvas de vida constituem o fundamento das condições econômicas.

3.6 - Acabamento superficial

Os componentes de construção mecânica, pelas exigências da moderna tecnologia, vêm se caracterizando pela crescente precisão do acabamento superficial e emprego de folgas cada vez sob maior controle. Essas exigências são tanto mais importantes quanto se considerar os ajustes, o atrito, o desgaste, a corrosão, aparência, resistência à fadiga, escoamento de fluidos (paredes de tubos e dutos) etc., ou seja, as ocorrências que normalmente se verificam na montagem das peças ou quando estas estão em serviço (Chiaverini, 1981).

As superfícies metálicas se caracterizam por apresentarem uma superfície com riscos ou rugosidades que, em vista das considerações acima, exigem muitas vezes um controle rigoroso (figura 3.18). O acabamento superficial é medido através da rugosidade que por sua vez é expresso em micrometros. Nos diversos países foram desenvolvidos critérios de medida, que deram origem a várias normas (Ruffino,1990). No Brasil, a norma de rugosidade é a NBR-6405 / 1988 “Rugosidade das superfícies”.

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Figura 3.18 – Perfil esquemático da superfície de uma peça

(Ruffino, 1990). Segundo Chiaverini (1981), são apresentadas as seguintes definições:

- Rugosidade - são irregularidades superficiais pequenas, inclusive as resultantes dos processos de usinagem; - altura da rugosidade - é a distância entre um pico e o vale, ou média dos desvios em relação à linha média; - comprimento da rugosidade - é a distância paralela à superfície nominal (geométrica) entre dois picos ou vales consecutivos; - comprimento de amostragem - maior comprimento de irregularidades superficiais incluído na determinação da altura da rugosidade; - ondulação - irregularidade superficial mais espaçada que a rugosidade; - sulcos - marcas deixadas pela ferramenta; - linha média - linha paralela na direção geral do perfil, no comprimento da amostragem, colocada de tal modo que a soma das áreas superiores, compreendidas entre ela e o perfil efetivo, seja igual a soma das áreas inferiores, no comprimento de amostragem (Chiaverini, 1981).

A qualidade das superfícies das peças é caracterizada pelo acabamento obtido na usinagem e pelas propriedades físicas e mecânicas do metal na camada superficial. Estas propriedades são modificadas durante o processo de usinagem devido, principalmente, a ação dos seguintes fatores:

- pressão da ferramenta de corte contra a peça; - atrito da superfície de incidência da ferramenta com a peça; - atrito interno do metal na região de deformação plástica; - calor gerado no processo de corte; - fenômenos específicos do processo de formação do cavaco;

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- trepidação da ferramenta e da máquina. Dessa forma, além de se obter na peça usinada uma série de irregularidades

geométricas, a estrutura cristalográfica da camada superficial é modificada. A composição química pode ser alterada, havendo em certos aços uma descarbonetaçăo. A espessura da camada superficial modificada depende do processo, das condições de usinagem e do material. Quanto mais dúctil for o material maior será a modificação das propriedades da camada superficial da peça (Ferraresi, 1977).

3.6.1 - Características geométricas das formas das superfícies Os erros geométricos nas superfícies das peças, provenientes da usinagem, podem

ser classificados em desvios macro-geométricos, ondulações e desvios micro-geométricos. A separação entre estes desvios é arbitrária, sendo impraticável a determinação dos erros de todos os pontos de uma superfície, faz-se a determinação ao longo das linhas que constituem os perfis das superfícies usinadas (Ruffino, 1990). Os desvios macro-geométricos da forma ideal (erros de forma) se estendem por toda a superfície a ser testada. São geralmente admitidos dentro das tolerâncias de usinagem, especificadas pelos projetistas. Segundo Ferraresi (1977), alguns autores caracterizam os desvios macro-geométricos pela relação:

L1 > 1000, h1 onde h1 é o desvio da forma ideal e L1 é o comprimento correspondente,

representado na figura 3.19

Figura 3.19 - Representação esquemática dos erros geométricos num perfil da superfície de uma peça usinada (Ferraresi, 1977).

As ondulações de superfície e os erros micro-geométricos estão diretamente ligados à qualidade superficial da peça. As ondulações referem-se às séries de desvios regularmente repetidos, de forma aproximadamente senoidal e com um comprimento

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constante. A razão do seu passo L2 com a altura h2 está freqüentemente na gama 150 a 500 (Figura 3.20). Ondulações superficiais provém de deflexões da peça ou da máquina operatriz durante a usinagem, excentricidades da peça (caso de torneamento) ou da ferramenta (caso de fresamento), folgas no eixo árvore e nas guias da máquina, operações de desbaste com grande avanço, etc.(Ferraresi, 1977).

Os desvios micro-geométricos, ou as micro-irregularidades, constituem a rugosidade. São caracterizadas pela pequena razão entre o passo L3 e a sua altura h3 - por volta de 50. Ęsses desvios são os de maior importância, uma vez que a rugosidade é avaliada pela altura e certas características das micro-irregularidades. São originados pelo próprio processo de formação do cavaco, vibrações da ferramenta, aresta postiça de corte, marcas do avanço da ferramenta com a peça, etc. A rugosidade pode ser considerada como superposta a uma superfície ondulada. A rugosidade é geralmente classificada em transversal e longitudinal (figura 3.20).

Figura 3.20 - Representação esquemática das ondulações e das micro- -irregularidades (Ferraresi, 1977). Micro-irregularidades transversais apresentam-se na direção do movimento de

avanço da ferramenta (direção AC da figura 3.22), enquanto que micro-irregularidades longitudinais estão na direção do movimento de corte. Conforme o processo e as condições de usinagem, pode predominar um ou outro tipo de micro-irregularidade. Assim , nas operações de torneamento e aplainamento, a máxima rugosidade é encontrada geralmente na direção de avanço, isto é, a rugosidade transversal é a que caracteriza (Ferraresi. 1977).

Vibrações auto induzidas do sistema elástico peça-ferramenta-máquina, produzem um movimento oscilatório (trepidações) numa direção normal à superfície da peça usinada, variando, periodicamente, a posição da aresta cortante em relação a esta superfície. Dependendo da freqüência das oscilações e da velocidade de corte , haverá formação de

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ondulações ou micro-irregularidades longitudinais (Ferraresi, 1977). Resumindo, podemos definir parâmetros para avaliação de rugosidades, como: • Ra é definida como sendo a média aritmética dos valores absolutos das ordenadas

de afastamento dos picos e vales em relação à linha média (figura 3.21), é a mais utilizada em todo o mundo por ser aplicável a maioria dos processos;

Figura 3.21 – Rugosidade média Ra (Ruffino, 1990).

A expressão matemática é : Ra=1/L Y . dx • Rz corresponde à diferença entre o valor médio das ordenadas dos cinco pontos

mais salientes e o valor médio das ordenadas dos cinco pontos mais reentrantes, medidos a partir da linha paralela à linha de referência (figura 3.22), tem como principal desvantagem o fato de que um ponto isolado mais acentuado será considerado apenas em 20% mediante a divisão 1/5.

Figura 3.22 – Rugosidade Rz (Ruffino, 1990).

A expressão matemática é: Rz= R1+R3+R5+R7+R9 _ R2+R4+R6+R8+R10 5 5

0L

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• Rmax é definida como a distância entre duas linhas paralelas à linha média e que

tangenciam a saliência mais pronunciada e a reentrância mais profunda, medida no comprimento de amostragem. A figura 3.23, indica o Rmax em dois comprimentos de

amostragem. Como desvantagem, pode induzir a uma imagem errônea da superfície, por exemplo, no caso de um risco na usinagem que não representa o processo (Mitutoyo, 1991).

Figura 3.23 – Rugosidade Rmax (Ruffino, 1990).

Vários fatores de processo afetam a capacidade da ferramenta em manter o

acabamento superficial e a tolerância na produção: faixa de avanço, raio da ponta do inserto, velocidade de corte, material da peça, geometria de corte, desenvolvimento de aresta postiça, desenvolvimento de outros tipos de desgaste da ferramenta, material da ferramenta, controle de cavacos, profundidade de corte, fluido de corte, estabilidade, vibrações.

Dentre esses fatores, os principais seriam, segundo Sandvik (1996):

a) Avanço e raio de curvatura da ponta da ferramenta A relação existente entre o avanço e o raio de curvatura da ponta da ferramenta

representa uma das mais importantes considerações na obtenção de um desejado acabamento superficial na peça (figura 3.24). Tratando-se de uma operação de acabamento, a relação entre o raio de curvatura da ferramenta e o avanço não pode ser pequena. Um raio de curvatura igual ao avanço dará origem a uma aparência de rosca na superfície da peça. Porém uma relação rε / f maior que 10 origina um atrito entre uma parte da aresta lateral

de corte e a peça, podendo prejudicar o acabamento superficial da peça. Recomenda-se, no

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ponto de acabamento da peça (tanto para aço, como para metal duro) uma relação máxima rε / f = 3 (Ferraresi, 1977).

O valor teórico para altura de rugosidade máxima Rmax. pode ser calculado geometricamente. Aproximadamente tem-se para o torneamento a equação:

Figura 3.24 - Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada (Sandvik, 1996).

(Rmax.) teor = f2 para rε > f 8. rε onde f é o avanço e rε o raio de curvatura da ponta da ferramenta.

Em usinagem de acabamento, a medida da superfície acabada envolve a

determinação de desvios a partir da superfície nominal. Há uma relação indireta entre a tolerância dimensional e certos parâmetros de acabamento superficial. Geralmente, valores de acabamento superficial estão dentro das tolerâncias dimensionais ao passo que, por outro lado, desvios aceitáveis dentro do acabamento excederão a tolerância dimensional (Sandvik, 1996).

A rugosidade indica as pequenas irregularidades, os desvios microgeométricos espaçados ao longo de um comprimento da amostra na superfície. Alturas totais do perfil são mais altas do que os valores de rugosidade médios medidos. Se a tolerância dimensional for muito apertada, especialmente nos diâmetros, surge o risco de existir um conflito de limites. Se tanto a tolerância quanto os limites de acabamento superficial forem utilizados nas peças, é prática comum estabelecer os parâmetros de acabamento superficial bem abaixo da tolerância dimensional. (Sandvik, 1996).

Na tabela 3.2, indica-se os valores para Rmax ( µm) em relação às faixas de avanço

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fn (mm/v) e ao raio de ponta rε (mm). (Eles são baseados em testes onde as medidas foram

feitas após 4 minutos do tempo de usinagem em aço AISI 1112, HB 165-200). A tabela baseou-se num fn menor ou igual a um terço do raio da ponta do inserto (Sandvik, 1996).

Tabela 3.2 - Valores para Rmax relacionados ao avanço e o raio de ponta (Sandvik

1996)

r∈ 0,4 0,8 1,2 1,6 2,4 3,2

fn Rmax

0,025 0,39

0,0050 0,78

0,075 1,17

0,10 1,56

0,15 2,34

0,20 3,13

fn=r∈/16

fn Rmax

0,03 0,56

0,07 1,53

0,10 2,08

0,13 2,64

0,20 4,17

0,27 5,7

fn=r∈/12

fn Rmax

0,065 2,64

0,135 5,7

0,20 8,3

0,265 11

0,4 16,7

0,54 22,8

fn=r∈/6

fn Rmax

0,13 10,6

0,27 22,8

0,40 33,3

0,53 43,9

0,80 66,7

1,07 89,4

fn=r∈/3

A passagem de uma escala de rugosidade para outra é um dos problemas com que

se defrontam as indústrias que trabalham com especificações e normas de diversos países, na prática, a rugosidade não apresentando uma forma geométrica definida, não permite uma relação constante (Ruffino, 1990).

b) Velocidade de corte A velocidade de corte exerce uma grande influência sobre o acabamento de

superfície, principalmente nos metais onde há formação de aresta postiça de corte. O material depositado transitoriamente na superfície de saída da ferramenta tende a sair sob a forma de partículas, as quais aderem ao cavaco e à superfície usinada da peça. Essas partículas além de prejudicarem sensivelmente o acabamento superficial da peça, contribuem para o desgaste da superfície de folga da ferramenta, o qual piora ainda mais o acabamento. Aumentando-se a velocidade de corte, acima deste valor crítico, haverá aumento da temperatura de corte, que provocará uma recristalização e uma mudança de fase do material da aresta postiça. A aresta postiça perde sua dureza, não podendo oferecer resistência às forças de usinagem. Tem-se assim o desaparecimento da aresta postiça com aumento da velocidade (Ferraresi, 1977).

Na figura 3.25, é apresentada a variação da rugosidade de superfície da peça em função da velocidade de corte para aço ABNT 1050. Verifica-se, experimentalmente, que a

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rugosidade máxima se obtém aproximadamente para velocidade correspondente à máxima formação de aresta postiça.

Figura 3.25 - Variação da altura de rugosidade com a velocidade de corte (Ferraresi, 1977).

c) Ângulos da ferramenta Ângulo de posição da aresta: Apresentam grande influência sobre a rugosidade

Rmax. da peça. Essa influência se torna somente apreciável para avanços maiores que 0,25 mm/v. O ângulo de posição da aresta secundária, deve ser maior que 2º para evitar que esta raspe na peça, prejudicando o acabamento (Ferraresi. 1977).

Ângulo de saída : A diminuição do ângulo de saída aumenta a solicitação da ferramenta, aumentando, em conseqüência, a temperatura de corte. O ponto P da figura 3.25, corresponde a máxima formação de aresta postiça na ferramenta, é deslocado para a esquerda, resultando uma alteração da curva que fornece a variação da rugosidade em função da velocidade de corte. Verifica-se ainda um aumento da rugosidade, principalmente nas baixas velocidades de corte. Com relação ao empręgo do ângulo de saída negativo por exemplo, nos insertos de cerâmica, em altas velocidades de corte, tem-se verificado uma melhoria do acabamento da superfície da peça usinada, devido à estabilidade oferecida por este tipo de ferramenta.

Ângulo de folga : A influência do ângulo de folga no acabamento é muito pequena, porém, o desgaste de flanco da ferramenta é geralmente acompanhado de uma deterioração do acabamento (Ferraresi, 1977).

d) Influência das vibrações durante a usinagem

As trepidações caracterizadas pelas vibrações auto-induzidas de grande amplitude

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prejudicam enormemente o acabamento superficial da peça. Neste caso, a máquina deverá ser desligada imediatamente e as condições de usinagem devem ser alternadas . As trepidações podem ser evitadas dentro de certos limites, conhecendo-se o diagrama de estabilidade dinâmica da máquina. Essa determinação experimental é realizada em laboratórios especializados. Folgas nos eixos árvore e nas guias da máquina prejudicam o acabamento superficial. As dimensões da peça e o modo de fixação na máquina (figura 3.26), também influem no acabamento (Ferraresi, 1977).

Figura 3.26 - Diferentes métodos de fixação de uma peça num torno e os correspondentes diagramas de rugosidade (Ferraresi, 1977).

e) Influência do fluido de corte Embora os ambientalistas de todo o mundo tenham intensificado sua atenção aos

rejeitos industriais perigosos nos últimos anos, os fluidos de corte continuam sendo largamente utilizados e continuarão sendo nas próximas décadas. O que tem mudado são as técnicas de fabricação e de utilização destes fluidos permitindo que sejam neutralizados antes do descarte e, em alguns casos, reaproveitados, diminuindo assim seus efeitos negativos quando descartados ao meio ambiente. Motivos econômicos também têm colocado os fluidos de corte, em especial, os óleos de corte, sob a mira dos pesquisadores com o objetivo de diminuir sua participação nos custos finais do produto usinado. Estudos da usinagem a seco para casos específicos e o MQF (mínima quantidade de fluido) tem sido alvo de inúmeras publicações técnicas recentes (Diniz, 2002).

As principais funções dos fluidos de corte são: refrigerar, lubrificar, auxiliar na retirada do cavaco e promover uma proteção contra a corrosão, com isto, facilitando a operação de usinagem melhorando o acabamento das peças e aumentando a vida das ferramentas.

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Os fluidos de corte são classificados em três grupos, a saber: ar; aquosos e óleos;

cada um com suas aplicações específicas, vantagens e desvantagens. Neste trabalho será dado maior atenção aos fluidos do tipo aquoso, mais especificamente às soluções químicas conhecidas como fluidos sintéticos que são compostos livres de óleo mineral em sua composição, baseiam-se em substâncias que formam solução em água onde são misturados em proporções que variam de 1:10 a 1:100 propiciando alto poder de refrigeração. Consistem de sais orgânicos e inorgânicos, aditivos de lubricidade, biocidas, inibidores de corrosão entre outros, o que lhes confere uma vida mais longa por serem menos atacados por bactérias reduzindo o número de trocas e assim diminuindo seu impacto no custo final da usinagem, (Castrol, 2001). Em função dessas características, este tipo de fluido foi utilizado nos testes práticos no decorrer deste trabalho.

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CAPÍTULO II

2 - Titânio e suas ligas

2.1 - Histórico

O titânio foi descoberto em 1791 por William Gregor (Inglaterra) quando

investigava a areia magnética (menachanite) existente em Menachan na Cornualha.

Denominou-o "menachin". Três anos mais tarde, M.H.Klaporth descobriu o que supunha

ser uma nova terra no rutilo. Chamou-lhe "titânio" (do latim titans, os filhos da Terra) e

mostrou que era idêntico ao "menachin" de Gregor. O metal foi, pela primeira vez, isolado

numa forma impura por J. J. Berzelius em 1825. Hunter preparou titânio puro em 1910,

aquecendo tetracloreto de titânio e sódio numa bomba de aço. Foi produzido na sua forma

comercialmente pura pela primeira vez em 1948, pela empresa Du Pont (www.if.ufrj.br).

2.2 - Generalidades

O titânio não aparece livre na natureza, no entanto, combinado com outros

elementos é bastante abundante, ocupando o nono lugar na série de elementos mais

abundantes na crosta terrestre , aparecendo em pequenas quantidades na maioria das rochas

eruptivas, sedimentares e metamórficas (Donachie, 1987). Os seus minérios mais vulgares

são a ilmenite, o rutilo, a arizonite (titanato de ferro), a brookite, a anatase, o leucocheno

(dióxido de titânio), a peroyskite (titanato de cálcio), e outros. Os dois primeiros têm

importância comercial, encontrando-se em depósitos espalhados por todo o globo.

Encontram-se importantes depósitos de rutilo e ilmenite na Austrália, Argentina, EUA,

África Central, Brasil, Canadá, Egito, Índia e Noruega. Os maiores depósitos de rutilo

conhecidos situam-se na Austrália (www.if.ufrj.br).

O composto de titânio mais importante sob o ponto de vista industrial é o dióxido

de titânio que, pela sua extrema brancura e elevada refletância, encontra largo uso como

pigmento na fabricação de tintas, lacas, esmaltes, papel, borracha, têxteis, plásticos,

cerâmicas e cosméticos. Cristalizado, o rutilo é empregado também, no fabrico de pedras

preciosas artificiais que imitam o diamante. Os titanatos, em especial os de ferro, são

matérias-primas importantes para a obtenção do metal; o titanato de bário possui

propriedades piezelétricas e encontra algumas aplicações derivadas deste fato. O metal

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encontra a sua maior aplicação na fabricação de equipamentos que exigem condições de

leveza e resistência mecânica e à corrosão, sobretudo na indústria aeronáutica militar

(hélices, turbinas, motores a jato, mísseis, etc.), chassis de máquinas fotográficas, relógios,

etc. Na maior parte dos casos utiliza-se na forma de ligas com outros metais como o

alumínio, ferro, magnésio, cromo, molibdênio e vanádio. Estas aplicações consomem 90%

da produção total de titânio; o restante destina-se à construção de equipamento para a

indústria química: bombas, permutadores de calor, etc. (www.if.ufrj.br) .

Material de engenharia de aplicação relativamente recente, o titânio possui uma

densidade razoavelmente baixa (4500 kg/m3), um elevado ponto de fusão (1668 °C) e um

bom módulo de elasticidade (107 GPa). Suas ligas são bastante resistentes, chegando a

atingir valores de limite de resistência à tração de 1400 MPa em temperatura ambiente,

além de possuírem boa ductilidade, media usinabilidade e forjabilidade (www.if.ufrj.br) .

Sua maior limitação é uma elevada reatividade química com outros elementos em

elevadas temperaturas, o que levou ao desenvolvimento de uma série de ligas especiais que

elevam o custo do material. A principal característica do titânio, entretanto, é a sua elevada

resistência à corrosão em temperatura ambiente, o que o torna praticamente imune ao ar, à

atmosfera marinha e a uma grande variedade de atmosferas industriais. Além disso, o

titânio é biocompatível, o que o torna uma alternativa altamente utilizada na área

biomédica (www.if.ufrj.br) .

2.3 - Propriedades

A redução do TiCl por magnésio produz uma esponja de titânio apropriada para

fundição, este processo foi desenvolvido em 1938 por W.J. Kroll; e demonstrado pelo

"U.S. Bureau of Mines" como sendo comercialmente viável em 1946 (Metals

Handbook,1997)

Naquela época as forças armadas americanas se interessaram pelo metal,

inicialmente pelo seu alto ponto de fusão, 1668ºC, que possibilitava o desenvolvimento de

ligas de titânio com boa resistência mecânica a elevadas temperaturas podendo substituir

nos equipamentos militares as ligas de Níquel e Cobalto, tornando-se uma alternativa, em

caso de emergência. Na verdade as ligas de titânio otimizáveis em substituição às de níquel

nunca foram desenvolvidas, mas foram obtidas ligas resistentes à corrosão em altas

temperaturas (superiores a 530ºC).

Considerando a densidade do titânio 4500 kg/m3 em relação ao aço 7800 kg/m3 o

titânio tornou-se promissor para peças de aviões supersônicos, sujeitas à temperaturas

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muito altas para as ligas de alumínio. As pesquisas e a produção do titânio nos anos 50

sofreram flutuações em função direta dos interesses militares no desenvolvimento de

aeronaves de combate e mísseis, chegando mesmo a entrar em recessão no final da década

de 50 (Metals Handbook,1997).

2.3.1 - Ligas comerciais de titânio

O titânio comercialmente puro, também conhecido como não ligado, foi o primeiro

produto a se tornar padrão comercial. As primeiras ligas comerciais foram as Ti-4Al-4Mn

e a Ti-8Mn. Segundo as normas (ASM e ASTM) outras ligas se tornaram comerciais. Na

tabela 2.1 são mostradas as ligas disponíveis segundo a norma ASTM.

Tabela 2.1 - Designação comercial para ligas de titânio (ASTM-1978)

Descrição Norma ASTM

Comercialmente Puro-99,2% B265, gr2



Liga Ti-6AL-4V B265, gr5

Liga Ti-5Al-2,5Sn B265, gr6

Liga Ti-8Mn B265, gr7

Na tabela 2.2 são mostradas as principais ligas comerciais e sua composição.

Tabela 2.2 - Ligas comerciais de titânio (ASM-1998)

% de elementos de liga em peso Especificação da liga

Al % Sn % Zr % Mo % V % Outros

Ti-5Al-2.5Sn 5.0 2.5 - - - 0.2Pd

Ti-6Al-4V 6.0 - - - 4.0

Ti-6Al-6V-2Sn 6.0 2.0 - - 6.0 0.75Cu

Ti-6Al-2Sn-2Zr-2Cr-2Mo 6.0 2.0 2.0 2.0 - 0.24Si

Ti-8Mo-8V-2Fe-3Al - 4.5 6.0 12.0 - -

Ti-6246 6.0 2.0 4.0 2.0 - 0.08Si

Ti-5Al-5Sn-2Zr-2Mo 5.0 5.0 2.0 2.0 - 0.25Si

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2.4 - Contaminação das ligas de titânio

O titânio tem forte afinidade por gases como: hidrogênio, nitrogênio e o oxigênio.

O hidrogênio é absorvido pelo vapor de água, ácidos para decapagem, óleos e outros

hidrocarbonos, primariamente em altas temperaturas. Para minimizar a absorção de

hidrogênio durante a decapagem, a taxa de ácido nítrico para ácido fluorídrico no banho

decapante deve ser no mínimo 10:1, com porcentagens variando de 20 a 30% ácido nítrico

e de 2 a 3% de ácido hydrofluorídrico preferencialmente. O hidrogênio absorvido pode ser

removido da liga de titânio por recozimento a vácuo. O limite atual de especificação para

o hidrogênio é de 125 a 200 ppm, de acordo com a liga . Acima destes limites, o

hidrogênio fragiliza algumas ligas de titânio, que sofrem redução de sua resistência ao

impacto e causa fadiga sob carregamento contínuo e baixa tensão.

Ligas contendo Al são mais tolerantes ao hidrogênio do que as outras. Ligas de

titânio são também fragilizadas por combinações com oxigênio, carbono e nitrogênio. Os

efeitos individuais ou combinados destes elementos provocam um significativo aumento da

dureza e redução da ductilidade nas ligas de titânio (Metals Handbook,1997). Sempre se

deve ter cuidado quando se explora combinações de novas ligas de titânio em meios

corrosivos. Duas combinações potencialmente perigosas são conhecidas: A primeira se

refere ao titânio e o vapor de ácido nítrico vermelho com menos de 1,5% de água e 10 a

20% de NO2 podem criar uma combinação pirofórica explosiva. A segunda ocorre entre o

titânio e o oxigênio líquido que podem ser detonados através de impacto (Metals

Handbook,1997).

2.5 - Metalurgia das ligas de titânio

As ligas de titânio estão divididas em três classes metalúrgicas : alfa, alfa-beta e

beta que se referem às fases predominantes presentes na sua microestrutura.

O metal titânio tem um empacotamento com estrutura cristalina hexagonal

chamada alfa , em temperatura ambiente. Essa estrutura se transforma em CCC (cúbica de

corpo centrado) a 883ºC adicionando-se elementos de liga favoráveis ou neutros a uma ou

outra estrutura. O alumínio, por exemplo, estabiliza a estrutura alfa, elevando a

temperatura da transformação alfa-beta. Cromo, ferro, molibdênio e vanádio baixam a

temperatura de transformação, tornando-o beta-estável a baixas temperaturas. TiN é

substancialmente neutro nas quantidades normalmente presentes nas ligas. A quantidade

relativa de alfa e beta estabilizadores nas ligas e o tratamento térmico, determinam se a

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estrutura predominante será alfa, uma mistura de alfa e beta ou simplesmente beta,

elevando a faixa de temperatura de utilização, como mostrado na figura 2.1, (Metals

Handbook,1997).

Figura 2.1 - Típica microestrutura de uma liga Ti-6Al-4V estabilizada fase α+β

(Moreira, 2002).

As propriedades das ligas de titânio são diretamente relacionadas com a

microestrutura. Ligas de fase simples são soldáveis e com boa ductilidade; outras ligas com

duas fases são também soldáveis, porém, suas uniões são menos dúcteis. Ligas com duas

fases alfa e beta são mais resistentes que as de uma fase alfa (hexagonal), primariamente,

porque a estrutura beta CCC (cúbica de corpo centrado), é mais resistente que o

empacotamento hexagonal alfa. O mais importante é que as ligas de duas fases podem ser

melhoradas, através de tratamentos térmicos porque sua microestrutura pode ser

manipulada através de variáveis destes tratamentos (Metals Handbook,1997).

Ligas alfa contêm alguns beta-estabilizantes em seus elementos de liga. As

composições destas ligas são balanceadas pela alta concentração de alumínio tornando-as

essencialmente de fase única alfa. As ligas alfa têm dois atributos principais: soldabilidade

e retenção da resistência à tração, mesmo em altas temperaturas. A primeira característica

se deve a microestrutura de fase única, a segunda ocorre devido à presença do alumínio. O

alumínio é o elemento mais efetivo no aumento da resistência da liga, e o mais importante

é que este efeito permanece em altas temperaturas. Trabalhos a quente com ligas alfa

contendo mais que 6% de Al são muito difíceis. O trabalho a quente com ligas de alto teor

de Al é melhorado pela adição de beta-estabilizadores nos elementos de liga em

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quantidades pequenas o suficiente para a fase beta estar minimamente presente na

microestrutura (Metals Handbook, 1997).

2.6 - Principais aplicações das ligas de titânio

2.6.1-Aplicações no campo aeroespacial

As justificativas primárias, segundo Boyer (1996), para o uso do titânio na indústria

aeroespacial são:

- Economia em peso, primariamente pela substituição do aço.

- Limitação de espaço na substituição do aço e suas ligas.

- Temperatura de operação, substituindo ligas de alumínio, aço e níquel.

- Resistência à corrosão, substituindo alumínio e aços de baixa liga.

- Compatibilidade galvânica, substituindo ligas de alumínio.

A relação entre peso e resistência em função da baixa densidade do titânio permite

economia em peso quando substitui o aço embora este último permita níveis mais altos de

resistência. Como a resistência do titânio é significativamente mais alta que as ligas de

alumínio, apesar de ser 60% mais denso, a substituição pode ser vantajosa, assumindo que

o componente não tenha limitação de bitola (Boyer, 1996).

O titânio também pode substituir o alumínio quando a temperatura de operação

exceder a 130º C, que é a temperatura máxima de operação para o alumínio convencional.

Estas condições ocorrem, por exemplo, no sistema antigelo da estrutura das asas. Os aços

ligados à base de níquel são obviamente alternativas, mas elas, segundo Boyer (1996), têm

densidade em torno de 1,7 vezes a do titânio.

Um excelente exemplo de utilização do titânio devido ao volume limitado é o

balancim do trem de pouso de grandes aeronaves comerciais. O balancim é, segundo

Boyer (1996), um dos maiores componentes produzidos em titânio forjado. O material

preferível para esta aplicação poderia ser a liga de alumínio ASTM 7075, tornando o custo

mais baixo, porém, trazendo uma carga de componentes de alumínio usinados que não

caberia dentro do compartimento das asas. O aço poderia ser usado, mas se tornaria pesado

devido à sua alta densidade.

A resistência à corrosão pode ser uma questão muito importante. A resistência à

corrosão do titânio é tal que coberturas de proteção ou pinturas tornam-se desnecessárias.

A pintura só é aplicada quando o titânio entra em contato com o alumínio ou um

10

componente de aço de baixa liga para prevenir a corrosão galvânica de contato. Muitas das

estruturas de suporte do piso de cozinhas e sanitários de aeronaves por serem ambientes

extremamente corrosivos, determinam a utilização do titânio para proporcionar

durabilidade estrutural (Boyer, 1996).

O titânio é galvanicamente compatível com a fibra de carbono dos compósitos,

enquanto que o alumínio e aços de baixa liga geram um significativo potencial galvânico.

A seleção do titânio nestas instâncias é criticamente relacionado com a estrutura. Existem

sistemas de proteção à corrosão que são usados para isolar o alumínio do carbono dos

compostos para impossibilitar problemas de corrosão, mas a integridade da cobertura em

relação à vida da estrutura deve ser levada em conta (Boyer, 1996).

As ligas de titânio são largamente utilizadas para fabricação de pás de turbinas

como representado na figura 2.2, devido sua baixa densidade, alto módulo de elasticidade

e a propriedade de retenção da resistência por fluência em elevadas temperaturas. Ligas de

titânio desenvolvidas para aplicações em componentes rotativos como lâminas, discos e

rotores de turbinas, suportam temperaturas de trabalho acima de 540º C (Boyer, 1996).

Figura 2.2 - Turbina fabricada pela Alstom (França), catálogo promocional 2001.

11

2.6.2- Aplicações marítimas das ligas de titânio

A simples análise das condições em que estão sujeitos os equipamentos marítimos

de explotação de petróleo em operação no mar do norte explicam as exigências para

utilização de novos materiais (Gorynin, 1999). Os principais fatores que determinam as

exigências para novos materiais em plataformas marítimas, são os seguintes:

- Significativos carregamentos estáticos e dinâmicos por ação das ondas, do vento e

dilatações e contrações em regiões de baixas temperaturas;

- agressividade de produtos (hidrocarbonetos) devido à presença de impurezas sólidas

como areia e cascalho;

- baixa temperatura atmosférica;

- longos períodos de atividade em equipamentos de grande potência;

- reparos de equipamentos em condições marítimas, feitos por soldagem sem posterior

tratamento térmico.

As exigências para ligas de fabricação de equipamentos marítimos de explotação de

petróleo, devido às condições de operação, são as seguintes:

- Alta resistência à corrosão durante o contínuo contato com produtos extraídos, e água do

mar;

- características de desempenho e resistência sob condições de uma extensa gama de

carregamentos estáticos, cíclicos e dinâmicos;

- resistência mecânica para uma ampla faixa de temperaturas de até menos 50°C;

- alta resistência ao desgaste por abrasão;

- ausência de saturação de hidrogênio ao contato com outros metais;

- resistência ao fogo nas condições de hidrocarbonetos em combustão.

Os efeitos da corrosão em tubos de aço podem ser observados dentro de um a dois

anos de operação. A vida em serviço de tubos feitos de ligas básicas de cobre e níquel é de

6 a 8 anos. O recurso de se construir equipamentos em ligas de titânio como tubos,

válvulas, bombas, trocadores de calor, etc. permite uma expectativa de vida em serviço de

até 40 anos ( Gorynin, 1999).

Fatores econômicos justificam a aplicação de ligas de titânio, a combinação de

importantes características físicas e químicas asseguram as vantagens quando do

desenvolvimento de equipamentos marítimos em ligas de titânio, porém, o uso deve ser

confirmado com avaliações econômicas que levam em conta todos os fatores envolvidos

12

no projeto. A eficiência do uso de ligas de titânio em equipamentos marítimos esta baseado

na redução de custos durante a vida em operação do componente. Custos de manutenção,

despesas com a substituição de equipamentos, perdas devido aos grandes intervalos entre

manutenções são os custos mais consideráveis quando se faz a opção por materiais não

convencionais de custo mais elevado principalmente em locais ermos e instalações de

difícil acesso (Gorynin, 1999).

2.6.3 - Aplicações biomédicas das ligas de titânio

Ligas de titânio são amplamente utilizadas como materiais de implante nas áreas

médica e odontológica devido à sua superior biocompatibilidade, resistência à corrosão e

resistência mecânica quando comparadas com outros materiais de implante metálicos. O

titânio puro e a liga Ti–6Al–4V, em particular, Ti–6Al–4V ELI (Extra Low Interstiction –

ligas com baixos teores de oxigênio na composição) foram usadas por um longo período

como os principais materiais de implante dentre as várias ligas de titânio existentes

(Niinomi, 1998). Ligas isentas de Vanádio como Ti–6Al–7Nb e Ti–5Al–2.5Fe para uso

biomédico, assim como ligas mais recentes isentas de Vanádio (V) e alumínio (Al)

compostas com elementos não tóxicos como Nióbio (Nb), Tântalo (Ta), Zircônio (Zr) e

assim por diante, começaram a ser desenvolvidas principalmente nos EUA. As ligas de

titânio do tipo β compostas de elementos não tóxicos tem sido o principal objetivo de

estudos para materiais médicos, devido à sua maior biocompatibilidade, com propriedades

parecidas com a do osso (Niinomi, 1998).

Estas ligas, ainda segundo Niinomi (1998), tem sido usadas principalmente na

substituição de tecidos duros onde o principal problema, são as fraturas que podem ocorrer

nestas próteses depois de implantadas no corpo humano. As fraturas características destas

ligas são afetadas por mudanças na sua microestrutura devido aos efeitos do ambiente

dentro de um corpo vivente e conseqüentemente nas suas características mecânicas, como

elasticidade, dureza, resistência à fadiga.

O módulo de elasticidade de outras ligas para implante como aços inox e aços ao

Cobalto podem atingir valores em torno de 206 a 240 GPa, respectivamente, são valores

altos quando comparados com os ossos cujos valores do módulo de elasticidade gira em

torno de 17 a 28 GPa . O módulo de elasticidade das ligas de titânio para implantes são

bem mais baixos do que as de implante em aço, porém, nas ligas mais recentes segundo

13

Niinomi (1998), chegam a valores em torno de 55 a 85 Gpa que é bem superior ao dos

ossos, tendo ainda a grande vantagem de estar menos sujeitas à rejeição.

O titânio tanto na forma pura como na liga Ti-6Al-4V é usado principalmente em

implantes dentários. As demais ligas utilizadas na área dental também são as mesmas

usadas na área de implantes cirúrgicos. Algumas aplicações como coroas e pontes podem

usar outras ligas que não as cirúrgicas com diferentes composições como as ligas Ti-20Cr-

0.2Si ou Ti-25Cu-4.5Ni obtidas por fusão (Niinomi, 1998).

Segundo Niinomi (1998), a resistência à fadiga das ligas para implante variam

quando submetidas a ambientes severos como no interior de seres vivos. Experimentos

feitos em cobaias mostraram um decréscimo na resistência à fadiga em corpos de prova

implantados em coelhos provavelmente pela variação de concentração dos níveis de

oxigênio e nitrogênio no interior de tecidos, sangue e músculos. Por outro lado, a dureza

superficial dos implantes de titânio não se altera com o passar do tempo ao contrario das

ligas em aço inox que podem apresentar alterações (endurecimento) da ordem de até 10%

superiores após o primeiro ano do implante (Niinomi, 1998).

Segundo Niinomi (1998), os implantes de titânio não estão sujeitos à corrosão

devido à formação de um filme de óxido de titânio na sua superfície que inibe o trânsito

de íons negativos que poderiam invadir a matriz estrutural da liga, porém, a ruptura deste

filme devido aos esforços de dobramento, por exemplo, pode levar a prótese a uma fratura

por fadiga de corrosão, acelerada em função do ambiente com baixas concentrações de

oxigênio e nitrogênio que dificultam a regeneração do filme protetivo. Ainda assim ,as

tradicionais ligas de aço inox 316L vêm perdendo espaço na fabricação de próteses para as

ligas de titânio devido à sua evidente superioridade neste tipo de aplicação.

117

CAPÍTULO IX 9 - Referências bibliográficas ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6405 : rugosidade das superficies. [s.l], 1988. 5p. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6023 : referências bibliográficas. [s.l], 1989. 19p. BAYOUMI, A. E., XIE, J.Q. Some metallurgical aspects of chip formation in cutting Ti-6wt.%Al-4wt.%V alloy. Materials Science & Engineering, A190, p173-180. maio, 1995. BOYER, R. R. An Overview on Use of Titanium in Aerospace Industry, Material Science & Engineering, A 213, p103-114, abr., 1986. CASTROL – Ficha de informação técnica sobre o produto SYNTILO 920, 2001. CHIAVERINI, V. Tecnologia Mecânica, McGraw-Hill do Brasil, v.1, 1981. DEONÍSIO, C.C.C.,Furação de ligas de titânio com brocas de aço rápido, Campinas, 1996. 142p. Dissertação (Mestrado em Ciências em Engenharia Mecânica) - UNICAMP, 1996. DESTEFANI, J.D. Introduction to Titanium and Titanium Alloys, Bailey Controls Company, ASM International, 1998. DINIZ, A.E., MARCONDES, F.C., Tecnologia da Usinagem dos Metais, 2. ed.; São Paulo-SP, Artliber, 2000. DINIZ, A.E., MARCONDES, F.C., Tecnologia da Usinagem dos Metais, 3. ed.; São Paulo-S, Artliber, 2002.

118

DONACHIE, M.J.Jr. A Technical Guide, ASM International Metals Park, OH 44073, USA, 1987. EZUGWU, E. O., WANG, Z.M. Titanium Alloys and their Machinability, Journa of Materials Processing Technology, v.68, p.262-274, 1997. FERRARESI, D. Fundamentos da Usinagem dos Metais, 1. ed.; São Paulo, Edgar Blucher, 1977. GORYNIN, I.V., Titanium Alloys for Marine Application, Material Science and Engineering . A263, p112-116, 1999. HUNTER, W. G. 101 Ways to Design an Experiment, or Some ideas About Teaching Design of Experiments, Madison, USA, University of Wisconsin, 1987. JAWAID, A.,CHE-HARON, C.H., ABDULLAH, A. Tool Wear Characteristics in Turning of Titanium Alloy Ti-6246, Journal of Processing Technology, p329-334, 1999. KITAGAWA, T., KUBO,A., MAEKAWA, K. Temperature and Wear of Cutting Tools in High-Speed Machining of Inconel 718and Ti-6Al-6V-2Sn, Wear 202, p142-148, 1997. KOMANDURI, R.; Reed, W., Evaluation of carbide grades and a new geometry for machining titanium alloys, WEAR, v.92, 1983. MACHINING. Metals Handbook, 9 ed, ASM, V 16, 1997. MACHINING DATA HANDBOOK, 5. ed, 1985. MACHADO, A.R. , WALLBANK, J. Machining of Titanium and its Alloys- a review, Proc. Instn. Mech. Engrs, v.204, n. B1, p.53-60, 1990. MACHADO, A.R. A evolução dos materiais para ferramenta de corte, Máquinas e Metais, No. 265, pp. 92-97, jan-fev, 1988.

119

MANUAL DA SANDVIK C-5000:329, Usinagem em altas velocidades de corte e usinagem convencional de moldes e matrizes, C-5000:329, 1998.

MANUAL DA SANDVIK C-2903:4 SPA CoroKey 4. ed, 1998. MARCONDES, F.C. A História do Metal Duro, Artes Gráficas, 1990. MITUTOYO, Rugosidade superficial - Uma abordagem prática, 1991. MONTÀLVÃO, Carlos A. Determinação dos fatores significativos do processo do corte por plasma a ar comprimido através da utilização do Projeto e Análise de Experimentos. Itajubá, 1998. 187 p. Dissertação (Mestrado em Ciências em Engenharia Mecânica)-Instituto de Engenharia mecânica, EFEI, 1998. MONTGOMERY, D. C., Design and Analysis of Experiments, New York: Georgia Institute of Technology, 1984. MONTGOMERY, D. C, ROUGER,G. Estatística Aplicada e Probabilidade para Engenheiros, 2. ed, LTC livros técnicos e científicos, 2003. MOREIRA, Marcos R.V. Estudo da Usinagem por Torneamento da liga Ti-6Al-4V, Lorena-SP, Dissertação (Mestrado em Ciências de Engenharia de Materiais)- Departamento de Materiais, FAENQUIL, 2002. NARUTAKI, N., MURAKOSHI, A. Study on Machining of Titanium Alloys, Hiroshima University/ Japan, CIRP ANNALS, v.32/1, 1983. NORMA ISO 3685, Tool-life testing single-point turning tools, 2. ed, 1993. NIINOMI, M. Mechanical Properties of Biomedical Titanium Alloys, Materials Science and Engineering, A243, 231-236, 1998. ROCHA, C.A. Sales, W.F., Barcellos, C.S. Usinagem de sedes de válvulas de motores de combustão interna, com ferramentas PCBN: influência da velocidade de corte nos mecanismos de desgaste, CD COBEM, Manufacturing Process, Vol. 14, 249, 2001.

120

RUFFINO, R.T., AGOSTINHO, O. L. , LIRANI, J. Tolerâncias, ajustes, desvios e análises de dimensões, 5. ed., São Paulo, Edgar Blucher Ltda., 1990. SANDVIK- Coromant, Modern metal cutting, 1994. SANDVIK- Coromant, Ferramentas para torneamento Catálogo C-1000:8, 2002. SHARMAN, A.R.C., DEWES, R.C. Workpiece Surface Integrity Considerations When Finish Turning gamma Titanium Aluminide, Wear 249, p473-481, 2001. TEIXEIRA, F. Estudo da influência da refrigeração/lubrificação no torneamento do aço ABNT 52100 endurecido. Itajubá, 2000. 168 p. Dissertação ( Mestrado em Ciências em Engenharia Mecânica)-Instituto de Engenharia mecânica, EFEI, 2000. TRENT, E.M. Metal Cutting, 3. ed, Butteworths-Heinemann ltd, 273 p. ISBN 0-7506-1068-9, 1991. VIGNEAU, J. Obtendo Alta Produtividade na Usinagem de Ligas de Titânio e Super Ligas, Maquinas e Metais, nº 380, p.16-32, 1997. WERKEMA, M.C.C. , AGUIAR, S. Planejamento e Análise de Experimentos, Belo Horizonte- MG: Fundação Cristiano Ottoni, Escola de Engenharia da UFMG, 1996. ZOYA, Z.A., KRISHNAMURTHY, R. The Performance of CBN Tools in Machining of Titanium Alloys, Journal of Processing Technology 100, p80-86, 2000.


PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

USINAGEM POR TORNEAMENTO EM ACABAMENTO DA LIGA Ti-6Al-4V

Orientador: Prof. João Roberto Ferreira, Dr.

Co-orientador: Prof. Marcos Valério Ribeiro

Curso: Pós-graduação em Engenharia Mecânica

Área de Concentração: Projeto e Fabricação

Dissertação apresentada ao Curso de Pós-Graduação em

Engenharia Mecânica como parte dos requisitos para

obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia

Mecânica na área de concentração em Projeto e

Fabricação.



PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO USINAGEM POR TORNEAMENTO EM ACABAMENTO DA LIGA Ti-6Al-4V

Autor: Carlos Alberto Magalhães

Orientador: Prof. João Roberto Ferreira, Dr.

Banca Examinadora :

Prof. Dr.Durval Uchôas Braga - FUNREI Prof. Dr.Marcos Valério Ribeiro - FAENQUIL Prof. Dr.José Leonardo Noronha - UNIFEI Prof. Dr.João Roberto Ferreira – orientador- UNIFEI


À minha esposa Neili e ao meu filho

Thiago dedico este trabalho pela

paciência nos diversos finais de semana

em que nos privamos de nossa

convivência.

(ii)

SUMÁRIO NOMENCLATURA............................................................................................................v AGRADECIMENTOS.....................................................................................................vii RESUMO..........................................................................................................................viii ABSTRACT........................................................................................................................ix LISTA DE FIGURAS.........................................................................................................x LISTA DE TABELAS......................................................................................................xiv CAPÍTULO I: Introdução................................................................................................ 1 CAPÍTULO II: Titânio e suas ligas.................................................................................4

2.1 – Histórico...................................................................................................... 4 2.2 - Generalidades.............................................................................................. 4 2.3 - Propriedades................................................................................................ 5

2.3.1 - Ligas comerciais de titânio............................................................... 6 2.4 - Contaminação das ligas de titânio...............................................................7 2.5 - Metalurgia das ligas de titânio.....................................................................7 2.6 - Principais aplicações das ligas de titânio.....................................................9

2.6.1 - Aplicações no campo aeroespacial................................................... 9 2.6.2 - Aplicações marítimas das ligas de titânio......................................... 11 2.6.3 - Aplicações biomédicas das ligas de titânio...................................... 12

CAPÍTULO III: Revisão da usinagem dos metais..........................................................14

3.1 - Mecanismo de formação do cavaco.................................................................14 3.1.1 - A lnterface cavaco-ferramenta......................................................... 17

3.2 - Controle da forma do cavaco.......................................................................... 19 3.2.1 - Classificação dos cavacos................................................................. 20

3.3 - Materiais de ferramentas................................................................................ 21 3.3.1 - Metal Duro.......................................................................................24 3.3.2 - Diamante...........................................................................................26 3.3.3 - Nitreto de boro cúbico......................................................................27

3.4 - Desgaste de ferramenta................................................................................... 29 3.5 -Vida de ferramenta.......................................................................................... 33 3.6 - Acabamento superfícial....................................................................................35

3.6.1- Caracteristicas geométricas das superfícies....................................... 37 CAPÍTULO IV: Características de usinabilidade das ligas de titânio.........................46

4.1 – Generalidades..................................................................................................46 4.2 – Velocidades de corte indicadas para torneamento de ligas de titânio.............47

4.2.1 -Velocidades de corte para torneamento com insertos de MD ..........47 4.2.2 -Velocidades de corte para torneamento com insertos de CBN..........50 4.2.3 -Velocidades de corte para torneamento com insertos de PCD..........51

4.3 - Desgaste de ferramentas de metal duro............................................................54 4.3.1- Desgaste de cratera..............................................................................57 4.3.2- Desgaste de entalhe.............................................................................58 4.3.3- Lascamento e fratura...........................................................................59

4.4 -Avaliação de desgaste das ferramentas de CBN...............................................60 4.5 -Avaliação de desgaste das ferramentas de PCD...............................................61

4.6 -Conclusões preliminares...................................................................................64

(iii)

CAPÍTULO V: Projeto e análise de experimentos........................................................ 65

5.1 – Introdução...................................................................................................... 65 5.2 -Projeto e análise de experimentos .................................................................. 66 5.3 -Projeto e análise de experimentos passo a passo............................................ 68

5.3.1- Conhecimento e exposição do problema........................................... 69 5.3.2- Escolha dos fatores e níveis.............................................................. 69 5.3.3- Seleção da(s) resposta(s).................................................................. 69 5.3.4- Escolha do projeto de experimentos................................................. 70 5.3.5- Realização do experimento............................................................... 70 5.3.6- Análise dos resultados..................................................................... . 70 5.3.7 - Conclusões e recomendações........................................................... 71

5.4 - Princípios básicos do projeto e análise de experimento.................................... 71 5.4.1- Replicagem........................................................................................ 72 5.4.2- Aleatorização.................................................................................... 73 5.4.3 - Blocagem......................................................................................... 73

5.5 - Como projetar e analisar experimentos............................................................. 73 5.6 - Planejamento fatorial......................................................................................... 75

5.6.1- Planejamento fatorial 2k.................................................................... 76 5.7 - Comentários gerais............................................................................................ 80

CAPÍTULO VI: Procedimento experimental................................................................. 81

6.1 – Generalidades................................................................................................. 81 6.2 - Material, máquinas, equipamentos e ferramentas.......................................... 82

6.2.1 – Material............................................................................................ 82 6.2.2 – Máquinas e equipamentos............................................................... 83 6.2.3 – Ferramentas e fluido de corte.......................................................... 85

6.3 – Metodologia experimental............................................................................. 85 6.3.1 – Preparação dos corpos de prova...................................................... 85 6.3.2 – Ensaios preliminares........................................................................ 86 6.3.3 – Ensaios definitivos........................................................................... 87

CAPÍTULO VII: Resultados e discussão........................................................................ 89

7.1 – Ensaios preliminares....................................................................................... 89 7.2 - Resultados e discussão dos ensaios definitivos............................................... 96

7.2.1 – Resultados dos ensaios definitivos com ferramenta de metal duro (MD)............................................................................................................ 97 7.2.2 – Resultados dos ensaios definitivos com ferramenta de diamante (PCD)........................................................................................................ 104

7.3 - Avaliação de vida de ferramentas................................................................. 109

CAPÍTULO VIII: Conclusões e sugestões para trabalhos futuros............................ 115 8.1 – Conclusões.................................................................................................... 115 8.2 – Sugestões para trabalhos futuros.................................................................. 116 CAPÍTULO IX: Referências Bibliográficas................................................................. 117

(iv)

NOMENCLATURA

LISTA DE SIMBOLOS

ap – profundidade de corte (mm) Al2O3 – Óxido de alumínio g/cm3 – grama por centímetro cúbico % - porcentagem ∅ - diâmetro α - fase da liga Ti-6Al-4V β - fase da liga Ti-6Al-4V ° - graus ± - mais ou menos < - menor > - maior ºC – graus Celsius µm – micrometro Al – alumínio C – carbono Co – cobalto Cr – cromo CV – cavalo vapor f – avanço (mm/rot ou mm/min) fç – função Fe – ferro Ff – força de avanço GPa- giga Pascal HB – escala de dureza Brinell HP – horse power HRC – escala de dureza Rockwell C IT – grau de acabamento K – coeficiente da equação de vida de Taylor kW –kiloWatt lc – comprimento de corte m/min – unidade de velocidade de corte mm – milímetro mm/min – unidade de avanço mm/rot – unidade de avanço Mn – manganês Mo – molibdênio MPa- mega Pascal Mt – momento de torção (Ncm) n – rotação do eixo árvore (rpm) N – nitrogênio N – unidade de força (Newton) Ncm – unidade de momento de torção Ni – níquel P – fósforo

(v)

rε – raio do inserto S – enxofre Sn – estanho Ti – titânio TiN – nitreto de titânio V – vanádio VB – desgaste da aresta principal de corte (mm) VBC – desgaste da superfície de folga (mm) Vc – velocidade de corte (m/min) W – tungstênio WC – carboneto de tungstênio Zr – zircônio π - 3,141593

ABREVIATURAS CBN - nitreto de boro cúbico CCC - cúbico de corpos centrados CFC - cúbico de faces centradas CVD - deposição química a vapor PCD - diamante policristalino PVD - deposição física a vapor Std - standard mín. - mínimo max. - máximo rpm - rotações por minuto

SIGLAS ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas AISI – American Iron and Steel Institute ASM – American Society for Metals ASTM – American Society of Testing and Materials CDP – corpo de prova CNC – Comando Numérico Computadorizado DIN – Deutsche Industrie Normen ELI – Extra Low Interstitial EP – Extrema Pressão ISO – International Organization for Standardization NBR – Norma Brasileira

(vi)

Agradecimentos

Manifesto meus mais sinceros agradecimentos aos seguintes profissionais e instituições: - Ao Professor Dr. João Roberto Ferreira pela amizade e valiosa orientação que tornou possível a conclusão deste trabalho; - ao Professor Dr. Marcos Valério e equipe, pela amizade e colaboração na execução do trabalho abrindo as portas da FAENQUIL - DEMAR ; - à direção da IMBEL que me permitiu a participação no curso de Pós – Graduação;

- aos funcionários da IMBEL, em especial ao preparador Antonio Raimundo Mereu, pela constante colaboração na fase de ensaios práticos de oficina; - e a todas as pessoas que direta ou indiretamente contribuíram para a realização deste trabalho.

(vii)

RESUMO

MAGALHÃES, Carlos Alberto, Usinagem por torneamento em acabamento da

liga Ti-6Al-4V, : Dissertação de Mestrado na área de Projeto e Fabricação pela

Universidade Federal de Itajubá, UNIFEI 2003.

O grande avanço tecnológico observado principalmente nas indústrias aeroespaciais e

nucleares, passaram a exigir um significativo aumento no desempenho de componentes

de engenharia. Essas exigências têm resultado num desenvolvimento em larga escala e no

uso de materiais de grande resistência mecânica inclusive a altas temperaturas como no

caso das ligas de titânio que apresentam consideráveis problemas para a usinagem. Essa

constante evolução, com exigências cada vez maiores de solicitações mecânicas e o

conseqüente desenvolvimento de novos materiais, tornam necessárias a descoberta de

novos processos de fabricação, a otimização de parâmetros para processos já existentes e o

desenvolvimento de novas ferramentas. O objetivo deste trabalho é estudar o processo de

usinagem por torneamento externo em operação de acabamento da liga de titânio Ti-6Al-

4V que tem sido aplicado em larga escala nas indústrias: Química, Marítima, Aeroespacial,

Biomédica e, principalmente, na indústria de Material de Defesa . Nesse sentido, o

presente trabalho orientou a especificação de materiais para ferramentas de corte e de seus

respectivos parâmetros para atender requisitos econômicos e técnicos de usinagem, como o

acabamento superficial. Para alcançar esses objetivos, em conformidade com a

metodologia foram realizados vários ensaios de torneamento com ferramentas de nitreto

de boro cúbico (CBN), diamante (PCD) e metal duro. Observou-se o comportamento de

cada ferramenta quanto ao tipo de desgaste apresentado, tipo de cavaco gerado, a vida de

cada ferramenta e as variações de rugosidade obtidas em função da variação da velocidade

de corte, avanço, profundidade de corte e utilização ou não de fluido refrigerante durante a

usinagem. A avaliação dos resultados obtidos nos ensaios assim como a configuração da

tabela de variáveis, foram desenvolvidas baseadas na técnica do Projeto e Análise de

Experimentos e analisados com o auxílio do software MINITAB. Como resultados

principais pode-se destacar o bom desempenho do PCD e seu custo benefício em relação

ao MD, e o baixo desempenho da ferramenta de CBN para este tipo de aplicação.

Palavras-chave: 1 – Usinagem; 2 – Acabamento; 3 – Titânio.

(viii)

ABSTRACT

Advancements in the aerospace and nuclear industries require the enhanced in-service

performance of engineering components. These requirements have resulted in the large-

scale development and use of heat-resistance and high-strength materials such as titanium

alloys, which have considerable machining problems. These constant evolution, with

demands every larger of mechanical solicitations time and the consequent development of

new materials, it turns necessary the discovery of new production processes, optimization

of parameters for processes already existent and the development of new tools. The

objective of this work is to study the finishing machining process for external turning of

titanium alloy Ti-6Al-4V that has been applied in wide industrial scale such as: Chemistry,

Naval, Aerospace, Biomedical and mainly in the Defense Industry. In this sense, the

present work guided the specification of materials for machining tools and the definition of

its respective parameters to achieve economic machining and technician’s requirements of

surface finishing. To reach these objectives in conformity with the methodology, several

turning test were driven with the cubic boro nitrite (CBN), diamond (PCD) and carbide

(MD) tools. The behavior of the each tool was observed with relationship the type of

waste presented, type of generated chip, the tool life and the surface finishing variations

obtained in function of variation of cutting speed; feed; depth cutting and use or not of

cooling fluid during machining. The results evaluations obtained through several tests well

as the configuration of variables table was developed based on the technical of Project and

Analysis of Experiments and analyzed by MINITAB software. As main results can stand

out the good performance of PCD and its cost benefit in relation to MD, and the bad

performance of the tool of CBN for this application.

Key words: 1 – Machining; 2 – Finishing; 3 - Titanium

(ix)

Lista de figuras

Figura 2.1 - Típica microestrutura de uma liga Ti-6Al-4V estabilizada fase α+β................8

Figura 2.2 - Turbina fabricada pela Alstom (França)...........................................................10

Figura 3.1 - Distribuição do material da peça durante a formação do cavaco.....................14

Figura 3.2 - Zonas de deformação primária e secundária em usinagem..............................15

Figura 3.3 - Formação do cavaco segmentado.....................................................................15

Figura 3.4 - Esquema da formação do cavaco......................................................................16

Figura 3.5 - Área de contato cavaco-ferramenta..................................................................18

Figura 3.6 - Zona de fluxo entre cavaco e ferramenta........................................................18

Figura 3.7 - Formas de cavaco: a) helicoidal; b) lasca; c) fita; d) espiral...........................21

Figura 3.8 - Classes de MD.................................................................................................26

Figura 3.9 - a)Desgaste de flanco, b) e c) desgaste de entalhe.............................................30

Figura 3.10 - Desgaste de cratera.........................................................................................30

Figura 3.11 - Deformação plástica .....................................................................................31

Figura 3.12 - Aresta postiça.................................................................................................31

Figura 3.13 - Lascamento.....................................................................................................32

Figura 3.14 - Trincas térmicas..............................................................................................32

Figura 3.15 - Quebra............................................................................................................33

Figura 3.16 - Desgastes da ferramenta.................................................................................33

Figura 3.17 (a) - Curvas de desgaste em função do tempo de usinagem, para

diferentes Vc,...............................................................................................35

Figura 3.17 (b) - Curva de vida da ferramenta para o desgaste VB=0,8mm........................35

Figura 3.18 - Perfil esquemático da superfície de uma peça................................................36

Figura 3.19 - Representação esquemática dos erros geométricos num perfil da

superfície de uma peça usinada...................................................................37

Figura 3.20 - Representação esquemática das ondulações e das micro-irregularidades......38

Figura 3.21 - Rugosidade média Ra ...................................................................................39

Figura 3.22 - Rugosidade Rz ..............................................................................................39

Figura 3.23 - Rugosidade Rmax.............................................................................................40

Figura 3.24 - Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada........................................41

(x)

Figura 3.25 - Variação da altura de rugosidade com a velocidade de corte.........................43

Figura 3.26 - Diferentes métodos de fixação de uma peça num torno e os correspondentes diagramas de rugosidade...................................................44

Figura 4.1- Vida da ferramenta em função da velocidade de corte utilizando ferramenta

de metal duro...............................................................................................48

Figura 4.2 - Comparação entre força de corte na usinagem da liga Ti-6Al-4V e aço médio

carbono ap =0,5mm e f=0,1 mm/rot com inserto MD classe K10 e P10

respectivamente............................................................................................49

Figura 4.3 - Variação da temperatura em função da Velocidade de corte para liga

Ti-6Al-4V e aço ao carbono com ap =0,5 mm e f=0,1mm/ver....................50

Figura 4.4 - Variação do acabamento superficial em função da velocidade de corte para

f=0,05mm/rev e ap =0,5mm.........................................................................51

Figura 4.5 - Rugosidade na usinagem da liga Ti-6Al-4V com MD e diamante

nas condições a seco e com refrigeração....................................................52

Figura 4.6 - Indicação do fluxo estrutural em função da velocidade de corte e do

tipo de ferramenta : metal duro e diamante natural.....................................53

Figura 4.7 - Desgaste médio de flanco de insertos de MD classe 883 em função

dos parâmetros de usinagem........................................................................55

Figura 4.8 (a) e (b) - Desgaste de ponta das ferramentas MD classes 890 e 883

respectivamente após 1,8 min. com parâmetros de Vc=75m/min e

f= 0,25 mm/ver............................................................................................55

Figura 4.9 (a) e (b) - Visão da superfície de folga dos insertos: (a) grão fino 883 e

(b) grão extra fino 890..................................................................................56

Figura 4.10 - Curvas de desgaste para ferramentas de MD classe ISO K10 na

usinagem da liga Ti-6Al-4V com e sem refrigeração...................................57

Figura 4.11 (a) e (b) -Visão ampliada da superfície de saída: (a) inserto classe-883

e (b) inserto classe-890................................................................................58

Figura 4.12 - Desgaste de flanco em função do comprimento de corte...............................59

Figura 4.13 (a) e (b) - Desgaste de entalhe em ferramenta de MD após desbaste

da liga Ti-6Al-4V, sem refrigeração...........................................................59

Figura 4.14 - Inserto de MD submetido à velocidade de corte de 100m/min

por 10min.sem refrigeração.........................................................................60

Figura 4.15 (a) e (b) - Inserto de MD submetido à velocidade de corte de

100m/min por 10min, sem refrigeração.......................................................61

(xi)

Figura 4.16 - Curvas de desgaste de ferramentas de diamante natural ND e

sinterizado SD , com e sem refrigeração durante a usinagem da liga

Ti-6Al-4V.....................................................................................................63

Figura 5.1 - Um processo pode ser considerado uma função que liga os fatores

de entrada as respostas................................................................................67

Figura 6.1 - Corpo de prova em liga Ti 6Al-4V...................................................................82

Figura 6.2 -Torno horizontal marca Romi modelo Cosmos 10U.........................................83

Figura 6.3 - Microscópio ótico Ernst Leitz..........................................................................83

Figura 6.4 - Paquímetro digital Mitutoyo 150 mm..............................................................84

Figura 6.5 - Rugosímetro Mitutoyo mod.SJ 201..................................................................84

Figura 7.1- Aresta fraturada da ferramenta de CBN (Vc=220m/min, f=0,07mm/v,

ap=0,25mm, CR, lc=123m)...................................................................…...90

Figura 7.2 - Aresta da ferramenta de PCD com desgaste de cratera e abrasão

(Vc=220m/min, f=0,07mm/v, ap=0,25mm, CR, lc=133m)…………….....91

Figura 7.3 – Cavaco de torneamento em acabamento da liga Ti-6Al-4V (parâmetros

diversos).......................................................................................................91

Figura 7.4 - Ferramenta de CBN com desgaste de entalhe e cratera ( lc = 67 m e

Vc =100 m/min e f = 0,07 mm/v, ap= 0,5mm, CR)..................................93

Figura 7.5 - Ferramenta de PCD com desgaste de cratera (lc = 484 m e

Vc = 100 m/min, f = 0,07 mm/v, ap= 0,5mm, CR)...................................93

Figura 7.6 - Ferramenta de PCD com desgaste de cratera ( lc = 484 m e

Vc = 160 m/min, f = 0,07 mm/v, com refrigeração)..................................96 Figura 7.7 - Superfície de saída da ferramenta de MD (Vc= 80 m/min, f= 0,07

mm/v, ap= 0,25 mm, lc = 1044 m, CR)……………………..…………..98

Figura 7.8 - Forte aderência de cavaco na ferramenta de MD (Vc= 80 m/min, f= 0,07

mm/v, ap= 0,25 mm, lc = 1044 m, SR)....................................................98

Figura 7.9 - Grau de influência dos parâmetros de usinagem na rugosidade.....................100

Figura 7.10 -Efeitos dos parâmetros e suas interações na rugosidade para, ferramenta

de metal duro.............................................................................................101

Figura 7.11 -Efeitos dos parâmetros e suas interações na rugosidade, para ferramenta

de metal duro.............................................................................................102

(xii)

Figura 7.12 -Efeitos das iterações simultâneas dos três parâmetros na rugosidade

para ferramenta de metal duro...................................................................103

Figura 7.13 - Ferramenta de PCD (Vc= 160 m/min, f= 0,07,mm/v, ap= 0,25 mm,

lc = 1044 m, CR)…………………………………………….……….…..104

Figura 7.14 - Mostra o grau de influência individual dos parâmetros de usinagem na

rugosidade para ferramenta de diamante....................................................105

Figura 7.15 -Efeitos da Vc x f na rugosidade Ra, para ferramenta de

PCD............................................................................................................106

Figura 7.16 -Efeitos das iterações simultâneas dos dois parâmetros Vc x f na

Rugosidade.................................................................................................107

Figura 7.17 -Efeitos das interações de parâmetros de usinagem na rugosidade Ra,

para ferramenta de PCD..............................................................................108

Figura 7.18 - Variação da rugosidade Ra em função do comprimento usinado lc para

ferramenta de PCD (Vc=160m/min ; f= 0,07 mm ; ap = 0,25 mm ; CR)...109

Figura 7.19 - Ferramenta de PCD ( lc =10266m, Vc = 160 m/min, f= 0,07 mm/v,

ap= 0,25 mm, CR).….…………………………………………………..110

Figura 7.20 - Variação da rugosidade Ra em função do comprimento usinado, com

ferramenta de MD (Vc=100m/min ; f= 0,07 mm ; ap = 0,25 mm ; CR)....111

Figura 7.21 - Ponta da ferramenta de metal duro ( lc = 957m, Vc = 100 m/min,

f = 0,07 mm/v, ap= 0,25 mm, CR).……………………………….…….111

Figura 7.22 - Vida das ferramentas de PCD x MD em função do comprimento

de corte lc (f= 0,07 mm, ap = 0,25 mm, CR)........................................112

Figura 7.23 - Vida das ferramentas de PCD x MD em função do tempo de usinagem (f= 0,07 mm, ap =0,25 mm,CR)........………………………………........113

Figura 7.24 - Comparativo de custo da ferramenta por comprimento lc usinado

(f= 0,07 mm/v, ap = 0,25 mm, CR)……………………………….…..............114

(xiii)

Lista de tabelas Tabela 2.1 - Designação comercial para ligas de titânio.......................................................6

Tabela 2.2 - Ligas comerciais de titânio................................................................................6

Tabela 3.1 - Composição química e características dos MD..............................................25

Tabela 3.2 - Valores para Rmax relacionados ao avanço e o raio de ponta........................42

Tabela 4.1 - Valores de tensões residuais superficiais para ligas de titânio........................54

Tabela 5.1 - Matriz de planejamento para um planejamento fatorial 2k genérico..............78

Tabela 6.1 - Composição química da liga Ti-6Al-4V..........................................................82

Tabela 6.2 - Propriedades mecânicas da liga Ti-6Al-4V.....................................................82

Tabela 6.3 - Variáveis do primeiro ensaio (CBN e PCD)....................................................86

Tabela 6.4 - Variáveis do segundo ensaio (CBN e PCD)....................................................86

Tabela 6.5 - Variáveis do terceiro ensaio ( PCD)................................................................87

Tabela 6.6 - Variáveis do quarto ensaio (PCD)...................................................................87

Tabela 6.7 - Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de MD...................................87

Tabela 6.8 - Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de PCD.................................88

Tabela 7.1 - Variáveis do primeiro ensaio .........................................................................89

Tabela 7.2 - Variáveis do segundo ensaio............................................................................92

Tabela 7.3 - Variáveis do terceiro ensaio.............................................................................95

Tabela 7.4 - Variáveis do quarto ensaio...............................................................................95

Tabela 7.5 - Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de MD...................................97

Tabela 7.6 - Variáveis do ensaio definitivo com ferramenta de PCD..................................97

(xiv)

CAPÍTULO I

Introdução

Diversas aplicações do titânio e suas ligas se difundiram rapidamente nas últimas

décadas tornando, conseqüentemente, fundamental a necessidade de melhor conhecer esse

versátil material para se ter o domínio da arte da fabricação de bens de alta tecnologia.

O desenvolvimento de componentes em ligas de titânio tem se mostrado promissor

na área bélica há muitos anos, iniciando-se com o desenvolvimento dos primeiros mísseis

balísticos na década de 50 (Metals Handbook, 1997) até às mais recentes aeronaves de

combate e, a partir dos anos 90 a forte concorrência na fabricação de armas portáteis

utilizando esse material, devido à características, como: leveza, excelente resistência

mecânica e à corrosão, tenderam a disseminar ainda mais sua aplicação também na

fabricação de armamentos civis leves.

Esse trabalho foi voltado à otimização de ferramentas e de parâmetros de corte que

permitissem a produção de armamentos leves com componentes em liga de titânio, dentro

de padrões aceitáveis de custo de produção sem a necessidade de investimentos em novos

equipamentos e utilizando ferramental disponível no mercado nacional fazendo, assim, um

“casamento” de interesses, tornando o trabalho especialmente gratificante por permitir uma

maior integração entre escola e empresa, gerando conhecimentos de aplicação prática

imediata, na indústria. Seguindo este critério, foi escolhido um desafio com vínculo a

necessidades reais vividas numa tradicional empresa fabricante de material bélico, a

IMBEL – FI, localizada em Itajubá – MG. O foco deste trabalho foi voltado ao

desenvolvimento do processo de torneamento em operação de acabamento de componentes

em liga de titânio Ti-6Al-4V, que com certeza terá que se expandir num futuro próximo

para a pesquisa de outros tipos de usinagem como fresamento, brochamento e furação,

assim como, para o desenvolvimento de outros processos como forjamento, fundição e

sinterização (metalurgia do pó).

Como o início dos estudos sobre usinagem de ligas de titânio se deu devido ao

interesse da empresa em adquirir tecnologia na usinagem de superligas, optou-se por

concentrar esforços na fabricação por usinagem, de um componente de pistolas semi-

automáticas modelo exportação denominado “Percussor”, que apesar de não se tratar de

um item de fabricação totalmente novo, pois essa peça já é usinada há décadas na versão

Colt em liga de Aço AISI 6150, tornou-se imperativo o desenvolvimento de um novo

modelo, por exigência do mercado Americano, fabricado com a liga Ti-6Al-4V.

O trabalho foi conduzido no sentido de possibilitar a otimização das condições de

corte e determinação do melhor tipo de ferramenta para usinagem por torneamento em

acabamento cilíndrico externo de peças na liga de titânio Ti-6Al-4V. Normalmente, em

estudos para avaliação de condições otimizadas de produção em série, dois critérios são

considerados fundamentais para se definir os parâmetros do processo, são eles: mínimo

custo e máxima produção (Rocha et al., 2001). Neste estudo, mais especificamente, foi

enfocado mais um critério com prioridade sobre os critérios clássicos de otimização de

parâmetros, o acabamento superficial, que devido a necessidades funcionais da peça em

estudo não deve ultrapassar valores de rugosidade Ra superiores a 0,8 µm de modo a

eliminar operações de retificação na fase final de acabamento por motivos de economia.

Neste trabalho foram escolhidas para avaliação, ferramentas de metal duro, nitreto

de boro cúbico e diamante policristalino por se tratarem de ferramentas técnica e

economicamente viáveis a esse tipo de usinagem, e, os parâmetros de corte testados

levaram em consideração quesitos de projeto do produto como grau de rugosidade e

condições econômicas de usinagem como produtividade e vida de ferramenta.

Para atingir de forma mais rápida e objetiva as propostas do trabalho e facilitar a

compreensão do desenvolvimento, este foi dividido em nove capítulos abordando os

seguintes assuntos:

• Capítulo I – Introdução: onde se apresentou uma idéia do que , como e porque se

optou por determinada linha de ação.

• Capítulo II – Titânio e suas ligas: fez-se uma apresentação do titânio e suas ligas.

• Capítulo III – Revisão da usinagem dos metais: revisou-se os conceitos de

formação de cavaco, materiais para ferramentas de corte, tipos de desgaste e avarias

mais comuns, vida de ferramenta e acabamento superficial.

• Capítulo IV – Revisão bibliográfica sobre usinagem de ligas de titânio: revisou-se

a literatura específica na busca de informações técnicas que permitiram maior

agilidade no desenvolvimento da fase experimental.

• Capítulo V – Projeto e análise de experimentos: definiu-se uma técnica para

elaboração dos ensaios práticos de usinagem com o objetivo de minimizar o

número de experimentos e conseqüentemente reduzir custos.

• Capítulo VI – Procedimento experimental: descreveu-se neste capítulo as

características das máquinas , instrumentos, ferramentas de corte, corpos de prova e

as condições de corte.

• Capítulo VII – Resultados e discussão: apresentou-se os testes realizados, assim

como, os resultados e discussões.

• Capítulo VIII – Conclusões e sugestões para trabalhos futuros: apresentou-se as

principais conclusões do trabalho e algumas sugestões para trabalhos futuros.

• Capítulo IX - Referências bibliográficas: referenciou-se de forma normalizada

toda a bibliografia utilizada no decorrer do trabalho.

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