PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA
MECÂNICA
Deibe Valgas dos Santos
Análise dos Esforços de Usinagem na
Furação do Ferro Fundido Vermicular
ASTM A 842/2004
São João Del-Rei, 2013
Deibe Valgas dos Santos
Análise dos Esforços de Usinagem na
Furação do Ferro Fundido Vermicular
ASTM A 842/2004
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado
da Universidade Federal de São João Del-Rei,
como requisito para a obtenção do título de
Mestre em Engenharia Mecânica.
Área de Concentração: Materiais e Processos de
Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga
São João Del-Rei, 2013
Dedico este trabalho à minha companheira de hoje e sempre, Silvana
Apolinário Rodrigues.
Agradecimentos
Inicialmente agradeço a Deus pela força e pelo contínuo conforto que me fez
prosseguir nesta jornada de dúvidas e incertezas, num caminho árduo, que graças
ao seu carinho e atenção de Pai permitiu que tivesse forças para poder concluí-lo.
Agradeço a minha companheira e cúmplice Silvana Apolinário Rodrigues por
compartilhar minhas incertezas, aflições e alegrias que ocorreram durante esta
caminhada. Pela companhia e solidariedade, dedico lhe este trabalho.
Aos familiares, meus pais e minhas irmãs, Débora Aparecida e Isadora
Aparecida, pelo carinho e pela confiança.
Aos colegas da República Vaticano que me ajudaram com suas motivações e
palavras amigáveis: Alan de Paula Avelar, Marcos Luiz de Souza Castro, Giovanny
Pereira Amaral, Pedro Henrique Azevedo Junqueira, Rafael Fonseca e em especial
ao meu primo Carlos Aurélio da Silva Carvalho que foi o primeiro a me incentivar na
realização deste trabalho e que me trouxe confiança e fez despertar meus sonhos.
Ao professor Durval Uchôas Braga, meu orientador do programa de mestrado,
por confiar nos meus esforços e por ter concedido mais esta oportunidade em minha
vida.
Ao professor Denilson José do Carmo, colaborador da Universidade de Itaúna,
instrutor, pesquisador que atua no Desenvolvimento e Inovação Tecnológica do
SENAI/CETEF Marcelino Corradi. Agradeço pela confiança, carinho e orientação.
Também agradeço pela elaboração da carta de recomendação para me candidatar
ao programa de mestrado e pelo empenho em disponibilizar as placas de CGI
utilizadas neste trabalho.
Ao senhor Lúcio José de Figueiredo Sampaio, diretor regional do SENAI/MG, e
ao professor Pedro Paulo Drumond, diretor do SENAI-CETEF/Itaúna pela doação
das placas de ferro fundido vermicular, fundidas pelo SENAI-CETEF/Itaúna.
A Sandvik do Brasil S.A e ao senhor Aldecir Santos, supervisor de treinamento
técnico e centro de produtividade Sandvik do Brasil S.A pelo fornecimento das
brocas helicoidais para o projeto.
A Oerlikon Balzers Revestimentos Metálicos Ltda. e principalmente ao senhor
Rafael Lopes da Silva, gerente de Produto, Moldes e Matrizes, pelo apoio e pela
aplicação dos revestimentos nas brocas helicoidais.
Ao professor Gilson Marques, professor da Universidade de Itaúna, pelo
incentivo e carinho. Pela elaboração da carta de recomendação para me candidatar
ao programa de mestrado e por suas palavras amigáveis, meus agradecimentos.
Ao professor João André Bastos Ornellas dos Santos, por ter me guiado com
sua orientação e conselhos.
Ao engenheiro Cássio Luiz Francisco de Andrade, gerente da planta de
Usinagem de blocos de motores a diesel da Tupy Joinvile SC, por proporcionar
minha visita técnica ao setor de usinagem de blocos de motores da empresa.
Aos colegas de mestrado Elifas Levi, Rodrigo M. Corradini, Mário Benedito,
Reinaldo Emílio, Ely Wagner, Ana Paula Borges, Cláudio Parreira Lopes, Josemar
Costa, Rodrigo Barbosa, Cleiton Arlindo e Jânio Ferreira, pelo companheirismo e
tempo de convivência no programa.
Aos funcionários da UFSJ, Emílio Dias, Camilo Lellis, Mônica Maria, Francisco
e aos demais professores, principalmente aqueles que trabalharam comigo durante
o programa.
Enfim, a todos aqueles que acreditaram em mim e que torceram pelo meu
sucesso e por esta vitória, e aqueles que estiveram ligados a esse projeto
diretamente ou indiretamente.
A força não provém da capacidade física.
Provém de uma vontade indomável.
"Mahatma Gandhi"
Resumo
Pesquisas e desenvolvimentos são cruciais no segmento de revestimentos para
ferramentas de corte utilizadas no processo de usinagem. Como objetivo, buscam
alcançar sua máxima eficiência no sentido de proteção do substrato, preparando
pastilhas para os obstáculos indesejáveis que surgem nas operações de usinagem.
O material estudado nesta pesquisa foi o ferro fundido vermicular da norma ASTM A
842/2004. O processo de furação foi realizado no centro de usinagem Discovery
560, da fabricante Romi, com furos passantes nos corpos-de-prova. Neste trabalho
foram utilizadas três brocas helicoidais de mesma geometria, revestidas com TiAlN,
AlCrN+x e AlCrN+y. No experimento realizado foi utilizado um nível de velocidade de
corte e um nível de avanço, com e sem refrigeração. A finalidade deste trabalho foi
analisar os esforços de corte presentes e o desgaste das brocas com diferentes
coberturas. O tratamento dos dados obtidos foi realizado através do método
estatístico de planejamento fatorial com análise de variância. Através dos testes
realizados e das análises estatísticas pode-se concluir que as brocas revestidas com
TiAlN e AlCrN+y apresentaram menores esforços de corte.
Palavras Chave: Ferro Fundido Vermicular, Furação, Desgastes, Esforços de Corte,
Revestimento.
Abstract
Research and development are crucial segment of coatings for cutting tools used in
the machining process. Objective, seek to achieve maximum efficiency in order to
protect the substrate, preparing inserts for undesirable obstacles that arise in
machining operations. The material studied here was compacted graphite iron ASTM
A 842/2004. The drilling process was conducted in a machining center Discovery
560, the manufacturer Romi with through holes in the body of evidence. In this work
we used three twist drills of the same geometry, coated with TiAlN, AlCrN + x and
AlCrN + y. In experiment was performed using a cutting speed level and a level of
advancement with and without refrigeration. The purpose of this paper was to
analyze the cutting forces present and wear of drills with different toppings. The data
obtained was performed using the statistical method of factorial design with analysis
of variance. Through tests and statistical analysis it can be concluded that the drills
coated with TiAlN and AlCrN + y exhibit lower cutting forces.
Keywords: Compacted Graphite Iron, Drilling, Wear, Efforts Cutting, Coating.
Lista de Ilustrações
Figura 2.1 - Morfologia da grafita em ferros fundidos: a) cinzento; b) nodular e c)
vermicular (GUESSER, 2009). ....................................................................................3
Figura 2.2 - Microestrutura do ferro fundido vermicular: grafita predominante em
forma de vermes, com alguns nódulos, 5% nodularidade, sem ataque, 100x.
(GUESSER, 2009). ..................................................................................................... 6
Figura 2.3 - Bloco de motor e cabeçote CGI (TUPY, 2012). ....................................... 7
Figura 2.4 - Bloco de motor V6 em ferro fundido vermicular classe 450. (GUESSER,
2009). ..........................................................................................................................7
Figura 2.5 - Variantes do processo de furação (DA SILVA, 2010). .............................8
Figura 2.6 - Esquema das partes constituintes da broca helicoidal, (DA SILVA ,2010).
.................................................................................................................................... 8
Figura 2.7– Exemplos de brocas helicoidais (STOETERAU, 2007). .........................10
Figura 2.8 - Ângulos de uma broca helicoidal.
(DINIZ, MARCONDES e
COPPINI,2013). ........................................................................................................ 12
Figura 2.9 - Tipos normalizados de hélices para brocas helicoidais.(TEIXEIRA,
2001). ........................................................................................................................13
Figura 2.10 - Classificação dos materiais aplicados como ferramentas de cortes
(CIMM, 2012). ........................................................................................................... 14
Figura 2.11 - Evolução de novos materiais para ferramentas de corte e velocidades
de trabalho aplicadas (CIMM, 2012). ........................................................................ 15
Figura 2.12 - Sequência da etapa de bombeamento (OERLIKON BALZERS, 2013).
.................................................................................................................................. 16
Figura 2.13 - Injeção de fluxo de argônio na câmera de revestimento quando utilizase plasma (OERLIKON BALZERS, 2013). ................................................................17
Figura 2.14 - Tipos de desgastes: a) Flanco; b) Guias; c) Cratera; d) Lascamento;
(BORBA, 2013). ........................................................................................................ 20
Figura 2.15 - Fatores de desgaste de uma ferramenta de corte (KÖNIG e KLOCKE
1997). ........................................................................................................................21
Figura 2.16 - Medição de desgastes de flanco (ANDRADE, 2005 e BOSSARDI,
2008). ........................................................................................................................24
Figura 2.17 - Posição para medição do desgaste em guias (BOSSARDI,2008). ...... 25
Figura 2.18 - Desgaste de cratera em brocas (BOSSARDI, 2008). ..........................25
Figura 2.19 - Lascamento no gume principal da broca (BORK,1995). ......................26
Figura 2.20 - Direção dos movimentos de corte, de avanço e efeitos na furação
(DINIZ, MARCONDES E COPPINI, 2013). ...............................................................27
Figura 2.21 - a) Seção transversal de corte na furação em cheio; b) Furação com
pré-furo (SOUZA, 2011). ...........................................................................................28
Figura 2.22 - Forças atuantes nas arestas principais de corte (STEMMER, 2005). .. 29
Figura 2.23 - Forças atuantes nas arestas principais de corte(TRENT,2000). .......... 30
Figura 2.24 - Formas de cavaco no processo de usinagem (STOETERAU, 2004)... 32
Figura 2.25 - Mecanismo de formação de cavaco em ferro fundido cinzento
(MARWANGA,VOIGT e COHEN,1999 e GUESSER, 2009) ..................................... 33
Figura 2.26 - Distribuição de temperaturas na região de corte (CIMM, 2012). .......... 34
Figura 2.27 - Distribuição de calor na região de corte (CIMM, 2012). .......................35
Figura 2.28 - a) Presença de MnS2 como camada protetora do gume da ferramenta
de PCBN na usinagem do ferro fundido cinzento; b) Escassez da camada de MnS2
(MASSIRER JUNIOR; BOSSARDI,2008).................................................................. 37
Figura 2.29 - a) Crescimento de trincas na grafita lamelar do ferro cinzento à frente
da ferramenta de corte; b) Dificuldade de propagação de trincas nas grafitas
vermiculares devido à forma (BOSSARDI, 2008). .....................................................38
Figura 3.1 Centro de Usinagem ROMI – DISCOVERY 560. ..................................... 39
Figura 3.2 - Projetor de perfil Digimess 400.400. ......................................................40
Figura 3.3 - Borematic Mitutoyo (A) Rugosímetro Surftest Mitutoyo (B)....................40
Figura 3.4 - Durômetro WPM (A) e Corpos de prova (B)........................................... 41
Figura 3.5 - Máquina EMIC (A) e Corpos de Prova (B). ........................................... 41
Figura 3.6 - Dimensões do corpo de prova (ASTM E8/E8M − 13a.) .........................42
Figura 3.7 - (A) Microscópio Olympus BX51(B) Corpos de prova para micrografia. . 42
Figura 3.8 - Dinamômetro Kistler 9272(a); Amplificador de carga Kistler 5070A(b) e
interface do software kistler DynoWare(c).(UFSJ, 2013)........................................... 43
Figura 3.9 - Microscópio MitutoyoTM-500 com câmera moticam. ............................43
Figura 3.10 - Desenho esquemático do sistema de fixação da broca. ......................44
Figura 3.11 - Montagem do porta pinça BT-40 com a broca. .................................... 44
Figura 3.12 - Brocas helicoidais com diferentes coberturas, a) Hélica, b) Futura Top,
c) Alcrona Pro............................................................................................................ 45
Figura 3.13 - Especificação da broca helicoidal utilizada no ensaio..........................45
Figura 3.14 - Especificação dos corpos de prova para furação.................................46
Figura 3.15 - Desenho esquemático da placa para ensaio de vida. ..........................47
Figura 3.16 - Ensaios de vida da broca na furação do ferro fundido vermicular........ 47
Figura 4.1 - Micrografias do CGI (a) e (b) Grafitas vermicular e nodular sem ataque
(c) Grafitas de vermicular e nodular e a matriz perlítica e ferrita, ataque nital 3% com
objetiva 20x. .............................................................................................................. 51
Figura 4.2 - Diâmetro médio a profundidade de 10, 20 e 30 mm dos furos usinado á
uma velocidade de 90 m/min. ....................................................................................54
Figura 4.3 - Gráfico dos Principais efeito para o Momento Torçor. ...........................56
Figura 4.4 - Gráfico dos principais efeitos para a Força de Avanço. .........................58
Figura 4.5 - Curva de desgaste (VB) desgaste do VBmáx para a Broca TiAlN ........ 59
Figura 4.6 - Critério de fim de vida da broca para um VB máx. de 0,25 mm ............. 59
Lista de Tabelas
Tabela 2.1 - Propriedades mecânicas do ferro fundido (SINTERCAST, 2008). .......... 5
Tabela 2.2 - Composição química relacionado a matriz (SINTERCAST, 2008). ......... 5
Tabela 2.3 - Esforço de corte na furação (DINIZ, MARCONDES E COPPINI,2013).27
Tabela 2.4 - Particularidade dos meios lubro-refrigerantes (WEBSTER,1995). ........ 33
Tabela 3.1 - Variáveis de Controle da primeira etapa do processo de furação. ........ 48
Tabela 3.2 - Variáveis de controle da segunda etapa dos ensaios. ..........................49
Tabela 3.3 - Variáveis de resposta estudadas nos experimentos de furação. .......... 49
Tabela 4.1 - Característica metalografica do CGI. ....................................................51
Tabela 4.2 - Composição química do Ferro Fundido Vermicular. ............................52
Tabela 4.3 - Resultados de Dureza para o Ferro Fundido CGI ................................. 53
Tabela 4.4 - Análise de Variância para a medição de dureza. ................................. 53
Tabela 4.5 - Anova: Ângulo de ponta ........................................................................ 54
Tabela 4.6 - Análise de Influência das variáveis para o momento torçor .................. 55
Tabela 4.7 - Análise de contraste para influência do percurso da broca(i)............... 56
Tabela 4.8 - Análise de influência para a força de avanço. ....................................... 57
Tabela 4.9 - Análise de contraste para influência da cobertura (k) ...........................57
Tabela 4.10 - Resultado das interações (i),(j) e (k) sobre a rugosidade R(z) e R(a). 58
Lista de Abreviaturas e Siglas
ap -
profundidade de corte [mm]
Aα -
superfície principal de folga
A’ α -
superfície secundária de folga
D-
diâmetro da broca helicoidal [mm]
f-
avanço por rotação [mm/rot]
h
máx.
-
-
espessura máxima do cavaco [mm]
hipótese de nulidade
H1 -
hipótese de não nulidade
KT -
profundidade do desgaste de cratera [mm]
n -
rotações por minuto ou velocidade do fuso
Vc -
velocidade de corte [m/min]
Vf -
velocidade de avanço da mesa [mm/min]
b -
largura de corte [mm]
d -
diâmetro do pré-furo da peça [mm]
Kc -
pressão específica de corte [N/mm²]
VB -
desgaste de flanco [mm]
Vb máx. - desgaste de flanco máximo [mm]
VB méd.- desgaste de flanco médio [mm]
-
comprimento do lascamento da broca [mm]
largura do lascamento da broca [mm]
-
momento torçor [Nm]
-
potência de corte [kW]
-
força de usinagem resultante [N]
-
força de corte [N]
-
força de avanço [N]
-
força passiva [N]
H-
desgaste de flanco nas guias [mm]
Letras Gregas
α -
ângulo de folga (incidência) da ferramenta de corte [graus]
β -
ângulo de cunha de corte da ferramenta [graus]
α -
ângulo de hélice do gume principal [graus]
re -
raio de ponta [mm]
σ-
ângulo de ponta da broca [graus]
φ-
ângulo do gume transversal [graus]
-
ângulo de posição [graus]
µ-
média geral estatística
µm-
micrometro
φ -
ângulo de contato do dente em corte efetivo [graus]
Abreviações
ABNT -
Associação Brasileira de Normas Técnicas
AD -
Analógico Digital
AlTiN -
Nitreto de Alumínio Titânio
ANOVA - Analysis of Variance (Análise de Variância)
CNC -
Comando Numérico Computadorizado
F(calc.)- valor calculado para distribuição de Fisher
F(tab.) -
valor tabelado para distribuição de Fisher
GL -
Grau de Liberdade
HB -
Hardness Brinell
HRC -
Hardness Rockwell C
HSC -
High Speed Cutting
HSM -
High Speed Machining
ISO -
International Organization for Standardization
NBR -
Norma Brasileira Regulamentadora
QMRes - quadrado médio dos resíduos
QMTrat - quadrado médio dos tratamentos
SSRes -
soma dos quadrados dos resíduos
SSTotal- soma dos quadrados totais
SSTrat - soma dos quadrados dos tratamentos
TiN -
Nitreto de Titânio
Al2O3 -
Óxido de alumínio
CBN -
Nitreto de Boro Cúbico
CGI -
Compacted Graphite Iron
CVD -
Chemical Vapor Deposition
DIN -
DeutscheInstitut für Normung
ISO -
International Standardization Organization
MnS2 -
Bissulfeto de Manganês
PVD -
Phisical Vapor Deposition
TiAlN -
Nitreto de Alumínio e Titânio
TiC -
Carboneto de Titânio
Ti (C, N)- Carbonitreto de Titânio
TiN -
Nitreto de Titânio
WC/C -
Carboneto de Tungstênio com Carbono
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO ......................................................................................................... 1
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.....................................................................................3
2.1 Ferro fundido............................................................................................................ 3
2.1.1 Ferro fundido vermicular ......................................................................................4
2.2 Processo de Furação. ..............................................................................................7
2.2.1 Geometria da Ferramenta....................................................................................8
2.2.2 Tipos de brocas ................................................................................................. 10
2.3 Materiais para ferramentas ....................................................................................14
2.3.1 Processos para cobertura de ferramentas .........................................................16
2.3.2 Revestimentos para ferramentas de usinagem ................................................. 18
2.4 Desgastes nas ferramentas de corte ..................................................................... 19
2.4.1 Mecanismos de desgaste .................................................................................. 21
2.4.2 Tipos de desgastes em brocas e critérios de fim de vida. ................................. 23
2.5 Forças em brocas helicoidais................................................................................. 26
2.6 Características da formação do cavaco na furação ............................................... 31
2.6.1 Classificação dos cavacos ................................................................................. 32
2.7 Meios lubro-refrigerantes e fluidos de corte ...........................................................33
2.7.1 Principais funções dos meios lubro-refrigerantes .............................................. 34
2.8 Usinabilidade ......................................................................................................... 35
2.8.1 Particularidades da usinabilidade de ferros fundidos ......................................... 36
2.8.2 Usinabilidade de ferro fundido vermicular..........................................................36
2.8.3 Importância da forma da grafita do ferro fundido vermicular..............................38
3. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ..................................................................... 39
3.1 Materiais e Equipamentos......................................................................................39
3.1.1 Equipamentos. ................................................................................................... 39
3.1.1 Brocas Helicoidais .............................................................................................44
3.1.2 Corpos de prova. ...............................................................................................46
3.2 Planejamento Experimental dos ensaios ...............................................................48
3.2.1 Parâmetros constantes ......................................................................................48
3.2.2 Variáveis de controle .........................................................................................48
3.2.3 Variáveis respostas ...........................................................................................49
3.2.4 Planejamento Estatístico ...................................................................................49
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES ........................................................................... 51
4.1.1 Resultado da Microestrutura dos corpos de prova. ........................................... 51
4.1.2 Resultado da composição química do ferro fundido vermicular.........................52
4.1.3 Resultado da medição da dureza dos corpos de prova ..................................... 52
4.1.4 Geometria das Brocas Helicoidais ..................................................................... 53
4.1.5 Medição do diâmetro interno do furo ................................................................. 54
4.1.6 Análise de Variância ..........................................................................................55
4.1.7 Análise de Influência das variáveis para momento torçor. ................................. 55
4.1.8 Análise de contraste para o percurso da broca. ................................................ 56
4.1.9 Gráfico dos principais efeitos para o momento torçor........................................ 56
4.1.1 Análises de influência para força de avanço......................................................57
4.1.2 Análise de contraste para influência do revestimento. ....................................... 57
4.1.3 Gráfico dos principais efeito para a força de avanço. ........................................ 58
4.1.4 Análise de vida da ferramenta de corte para TiAlN ........................................... 59
5. CONCLUSÃO ........................................................................................................ 61
6. SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS ...................................................62
REFERÊNCIAS ............................................................................................................ 63
ANEXO A - Classificação da Forma das Grafitas ........................................................71
ANEXO B - Composição química das amostras de CGI .............................................. 72
ANEXO C - Propriedades dos Revestimentos. ............................................................74
ANEXO D - Custos dos Revestimentos das Brocas.....................................................75
ANEXO E - Planejamento fatorial................................................................................. 76
ANEXO F - Planejamento aleatorizado por nível .........................................................79
ANEXO G - Especificação da geometria das brocas ...................................................80
1
CAPÍTULO 1
1. INTRODUÇÃO
Com o potencial da industrialização voltado para utilização de máquinasferramenta mais produtivas, eficientes e de melhor rigidez estrutural, tornam-se
disponíveis velocidades de operação diferenciadas, permitindo a utilização de
condições de usinagem mais robustas. Tais condições acarretam no aumento do
potencial de maximização da produtividade e dos processos de usinagem nelas
desenvolvidos, gerando ganhos significativos.
Com novas exigências e normas específicas referentes ao meio ambiente, o
setor de pesquisa e desenvolvimento de produtos necessita fornecer materiais que
possam gerar desempenho melhorado e que tenham baixo custo. Neste contexto,
novos materiais como o ferro fundido vermicular CGI (Compacted Graphite Iron)
revelam-se como opção viável para construções mecânicas, citando-se, por
exemplo, blocos e cabeçote de motores a diesel. Este material, por ter
características mecânicas superiores às do ferro fundido cinzento (também aplicado
na fabricação de blocos e cabeçotes do motor a diesel), possui melhor resistência
mecânica e estrutural. Assim, torna-se necessário conhecer seu grau de
usinabilidade, a fim de compreender os critérios de fim de vida das ferramentas e as
forças de usinagem presentes na sua manufatura.
As características mecânicas do ferro fundido vermicular, quando aplicadas na
indústria automobilística, por exemplo, oferecem a possibilidade de redução da
espessura das paredes internas do bloco e cabeçote do motor a diesel, sem
prejudicar a eficiência do bloco, e consequentemente, pressões mais elevadas nas
câmaras internas de combustão podem ser aplicadas, aumentando a capacidade e
potência do motor. Indiretamente, estas características proporcionam uma redução
dos gases nocivos ao meio ambiente, justificando sua utilização.
Os diversos fatores causadores dos desgastes em ferramentas de corte são
motivo de investigação nas empresas de usinagem, pois influenciam nas dimensões
finais do produto e ocasionam constantes paradas no processo para troca de
ferramentas, criando custos adicionais e perda da produtividade.
2
O objetivo geral deste trabalho é contribuir para o desenvolvimento dos
pesquisadores envolvidos no estudo do processo de furação do ferro fundido
vermicular, especificado pela norma ASTM 842/2004, aplicando-se técnica de
investigação associada ao conhecimento científico. O objetivo específico desta
pesquisa é investigar os esforços de corte e o desgaste de três brocas helicoidais de
metal duro com coberturas de TiAlN, AlCrN + x e AlCrN + y, no processo de furação
do material CGI 450, também conhecido como CGI (Compacted Graphite Iron). Na
primeira etapa dos ensaios utilizou-se um nível de velocidade de corte e um nível de
avanço, permitindo assim identificar qual das ferramentas apresentou o melhor
desempenho com relação ao momento torçor e à força de avanço durante a
usinagem. Na segunda etapa do experimento utilizaram-se três níveis de velocidade
de corte e um nível de avanço para analisar a vida da ferramenta, tomando-se como
referência um VB
máx.
pré-determinado. Esta pesquisa está dividida em seis
capítulos, de acordo com a descrição abaixo:
 Capítulo 1: Introdução;
 Capítulo 2: Revisão Blibliográfica, evidenciando as principais características do
processo de furação, desgaste de ferramentas, geração de cavacos, esforços
de cortes na usinagem e particularidade do material CGI.
 Capítulo 3: Procedimento Experimental realizado no trabalho. São descritos,
materiais, a característica da máquina utilizada, ferramenta; técnica estatística
adotadas, variáveis de controle e de resposta utilizada no estudo.
 Capítulo 4: Resultados e Discussões. São apresentados os resultados obtidos
através da ANOVAs e gráficos e uma discussão descritiva.
 Capítulo 5: Conclusões
 Capítulo 6: Sugestões para Trabalhos Futuros
3
CAPÍTULO 2
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Ferro fundido.
De acordo com Guesser (2009), o ferro fundido tem uma tradição expressiva
na indústria automobilística, sendo objeto de estudo de várias pesquisas, tanto no
desenvolvimento das suas propriedades quanto nos processos de fabricação. A
exigência de desenvolver motores com melhor desempenho para que possam
suportar grandes pressões com menor nível de emissão de poluentes, possibilitou a
busca contínua por melhorias das propriedades deste material, como resistência
mecânica, tenacidade, condutividade térmica, capacidade de amortecimento de
vibrações associadas a uma boa usinabilidade. A Figura 2.1 mostra as
características da morfologia da grafita do ferro fundido cinzento, nodular e
vermicular.
Figura 2.1 - Morfologia da grafita em ferros fundidos: a) cinzento; b) nodular e c)
vermicular (GUESSER, 2009).
De acordo com Chiaverini (2002), o ferro fundido é definido como uma liga
ternária de ferro-carbono-silício, com teores de carbono superiores a 2,0%,
apresentando-se na forma de carbono combinado ou livre. Este grupo de ligas tem
importância para a indústria, devido às características existentes do próprio material,
através da inclusão de elementos de liga, aplicação de tratamentos térmicos
4
adequados e desenvolvimento do ferro fundido nodular, que viabilizou seu emprego
em aplicações que utilizavam exclusivamente o aço.
Ainda, segundo Chiaverini (2002), os ferros fundidos podem ser classificados
como:
• Ferro fundido cinzento: apresenta estrutura com parcela relativamente
grande de carbono no estado livre, na forma de grafita lamelar, e outra parcela na
forma combinada de Fe3C. Possui boa usinabilidade com relação aos demais ferros
fundidos;
• Ferro fundido branco: sua estrutura apresenta o carbono quase inteiramente
na forma de Fe3C, devido às condições de fabricação, e menor teor de silício,
resultando num material de elevada dureza, resistente, quebradiço e de difícil
usinabilidade;
• Ferro fundido maleável: obtido a partir do ferro fundido branco recozido,
resultando na transformação de praticamente todo Fe3C em grafita na forma de
nódulos. A estrutura apresenta pouca ductilidade e tenacidade, mas boa
usinabilidade;
• Ferro fundido nodular: sua estrutura consiste de carbono livre na forma de
grafita esferoidal, que confere ao material boa ductilidade e boa usinabilidade,
similar a do ferro fundido cinzento;
• Ferro fundido mesclado: caracterizado por uma mescla de proporções
variáveis de ferro fundido branco e cinzento.
2.1.1 Ferro fundido vermicular
Segundo Andrade (2005), no ferro fundido de grafita compactada (vermicular) a
grafita apresenta-se em “escamas ou vermículas”, descritas na forma de plaquetas
ou estrias, sendo um material intermediário entre o ferro fundido cinzento e nodular.
Possui características de fundição do ferro fundido cinzento, com melhor resistência
5
mecânica e pouca ductilidade. Suas propriedades mecânicas podem ser observadas
na Tabela 2.1.
Tabela 2.1 - Propriedades mecânicas do ferro fundido (SINTERCAST, 2008).
Propriedade
Ferro cinzento
Ferro vermicular Ferro nodular
Resistência a tração [MPa]
250
450
750
Módulo de elasticidade [GPa]
105
145
160
Resistência a fadiga [MPa]
110
200
250
47
37
28
Condutividade térmica [W/m²K]
A comparação de propriedade entre ferros fundidos cinzentos, nodular e
vermicular com matriz perlítica são observadas na norma SAE J1887/2002. A
resistência à tração, aliada à forma da grafita, explica em parte a pior usinabilidade
do ferro fundido vermicular, cujas propriedades são intermediárias às do ferro
fundido nodular e do ferro fundido cinzento (ROSA, 2009).
Na Tabela 2.2 são apresentadas as composições químicas típicas relacionadas
à estrutura da matriz. Segundo Rosa (2009) a especificação da composição química
está conectada às propriedades mecânicas. Observa-se que na composição química
não existe grande diferença entre os elementos químicos, ocorrendo apenas um
aumento no percentual de alguns elementos residuais, tais como cobre e selênio,
resultantes do controle da nodularização no CGI.
Tabela 2.2 - Composição química relacionado a matriz (SINTERCAST, 2008).
Estrutura da Matriz
C
Si
Mn
S
P
70% Perlita
3,6 a 3,8
2,1 a 2,5
0,2 a 0,4
0, 005 a 0, 022 0,01- 0,1
100% Perlita
3,6 a 3,8
2,1 a 2,5
0,2 a 0,4
0, 005 a 0, 022 0,01- 0,1
Estrutura da Matriz
Mg
Cu
Sn
70% Perlita
0,006 a 0,014 0,3 a 0,6
0,03 a 0,05
100% Perlita
0,006 a 0,014 0,6 a 0,9
0,08 a 0,10
Guesser (2009), afirma que o ferro fundido vermicular é o mais novo integrante
da família dos ferros fundidos. A forma da grafita apresenta-se na forma de veios ou
vermes, conforme visto na Figura 2.2. A matriz do CGI pode ser ferrítica, perlítica ou
através de outras combinações dos seus microconstituintes, apresentar matriz
diferente. A perlita influência significativamente na usinabilidade do material, matriz
6
de perlita que tenha maior quantidade de cementita podem dificultar o processo de
usinagem.
Figura 2.2 - Microestrutura do ferro fundido vermicular: grafita predominante em
forma de vermes, com alguns nódulos, 5% nodularidade, sem ataque, 100x.
(GUESSER, 2009).
Xavier (2009) relata que do ponto de vista dos elementos químicos o ferro
fundido vermicular (CGI) difere muito pouco, ou seja, é bem similar ao ferro fundido
cinzento e ao nodular diferindo apenas na forma da grafita e na composição do
Magnésio (Mg). A principal diferença na composição química do ferro fundido
vermicular com relação ao ferro fundido cinzento (FC) e ferro nodular observam-se
na quantidade de magnésio (Mg). No tradicional ferro cinzento não há magnésio, ou
há uma quantidade muito pequena. No ferro vermicular o elemento químico
magnésio (Mg) fica numa faixa bastante estreita ente 0,010% e 0,012%. Acima desta
faixa o ferro deixa de ser vermicular e perde suas características. O ferro nodular
que apresenta outras propriedades é utilizado na fabricação de virabrequins, com
magnésio na faixa de 0,035% e 0,060%.
Rosa (2009), o problema é que o ferro fundido vermicular é mais difícil de
usinar que seu antecessor, o cinzento. Essa dificuldade é o motivo de muitos
pesquisadores se interessarem pelo estudo deste material. Segundo Xavier (2009)
bloco e cabeçote de motores a diesel, fabricados em CGI possuem aplicações
típicas em coletores de exaustão (normalmente ligados ao Si e Mo) e aplicações em
7
blocos de motores diesel das novas gerações (da classe 450), exemplificados na
Figura 2.3 e na Figura 2.4.
Figura 2.3 - Bloco de motor e cabeçote CGI (TUPY, 2012).
Figura 2.4 - Bloco de motor V6 em ferro fundido vermicular classe 450. (GUESSER,
2009).
2.2 Processo de Furação.
Zeilmann et al., (2011), a furação é um dos processos de usinagem mais
solicitados nas indústrias de manufatura. O objetivo é conseguir realizar furos
geralmente cilíndricos, com algumas alternativas do processo observadas na Figura
2.5. A grande maioria das peças presentes nas indústrias tem pelo menos um furo e,
somente uma parte muito pequena dessas peças já vem com o furo pronto
proveniente do processo de fundição, forjamento, etc.(DINIZ, MARCONDES e
COPPINI, 2013). Em geral, as peças têm que ser furadas em cheio ou terem seus
furos aumentados através do processo de furação.
8
De acordo com DA Silva (2010), define que o processo de furação é um
processo com movimento rotativo principal, sendo um processo de usinagem que
apresenta movimento de corte circular e com remoção do cavaco.
Figura 2.5 - Variantes do processo de furação (DA SILVA, 2010).
2.2.1 Geometria da Ferramenta
De acordo com DA Silva (2010) as brocas utilizadas em usinagem, classificam
as terminologias de broca helicoidal e suas formas construtivas, conforme mostrado
na Figura 2.6.
Figura 2.6 - Esquema das partes constituintes da broca helicoidal, (DA SILVA
,2010).
9
As terminologias das brocas podem ser descritas de acordo com a ABNT-NBR
6176 (2000). Outros autores também relatam sobre essas especificações a seguir.
a) Canais Helicoidais
Segundo Souza (2011), canais helicoidais são as superfícies de saída da
ferramenta, isto é, são os canais por onde os cavacos serão removidos, ocorrendo à
entrada do fluido de corte (para brocas helicoidais que não possuem refrigeração
interna).
b) Gume principal
Segundo Santos e Sales (2007) e Sandvik (2011) o gume principal é a parcela
do gume que está localizada na parte da ferramenta voltada para o sentido de corte,
formada pela interseção do canal com a superfície lateral de incidência.
c) Gume transversal
Segundo Stemmer (2005), o gume transversal liga os dois gumes principais de
corte e está situado na ponta da broca. A ação de corte do gume transversal não é
eficiente, pois possui ângulo de saída negativo e velocidade de corte baixa devido à
construção próxima do centro da broca. Além disso, o gume transversal é o
responsável por aproximadamente metade da força de avanço da ferramenta.
d) Guias
Existem duas funções básicas das guias: a primeira é reduzir o atrito da
ferramenta com a parede do furo, diminuído a superfície de contato da parede
externa da broca. A segunda é conseguir reduzir os esforços necessários para a
furação.
e) Haste
Responsável pela fixação da broca na máquina, apresentando-se sob formas
cônicas e cilíndricas.
f) Núcleo
10
Parte interior da broca que confere rigidez e possui espessura aproximada de
0,16D.
Stoeterau (2007), as brocas utilizadas no processo de furação podem possuir
de duas até quatros arestas de corte, e sulcos helicoidais por onde escoa o cavaco.
O ângulo de ponta varia de 90º a 150º de acordo com a dureza do material a furar,
sendo os ângulos de 118º e 120º mais utilizados para trabalhos com materiais
macios. Os tipos de brocas mais comuns são: broca helicoidal, broca de centro,
broca com pastilhas intercambiáveis, broca canhão e broca múltipla. Alguns
exemplos de brocas helicoidais são representados na Figura 2.7.
Figura 2.7– Exemplos de brocas helicoidais (STOETERAU, 2007).
2.2.2 Tipos de brocas
Dentre os modelos de brocas disponíveis, as brocas helicoidais, as brocas
canhão e as brocas BTA (Broaching Trepanig Association) possuem destaque. A
broca helicoidal é sem dúvida a ferramenta de furação utilizada com maior
frequência, motivo pelo qual será evidenciada neste trabalho.
Segundo Stemmer (2005), os tipos de brocas mais conhecidos são:
a) Broca chata
Modelo clássico, aplicada para furos pouco profundos, em materiais frágeis e
na furação de madeira, por não resistirem a grandes esforços.
11
b) Broca escalonada
Empregada para executar furos e rebaixos numa única operação. Apontada
para a produção em escala e para realização de furos com dois ou mais diâmetros,
podendo combinar operações como furação, alargamento ou chanframento.
c) Broca com canais de refrigeração
É apropriada para produção contínua e em alta velocidade, basicamente em
furos profundos. O fluido de corte é aplicado sob alta pressão. No caso do ferro
fundido, a refrigeração é feita por meio de injeção de ar comprimido, que também
auxilia a expulsar os cavacos.
d) Broca de centro
Utilizada para abrir um furo inicial que auxiliará como guia no local do furo, que
será feito pela broca helicoidal. Apesar do furo, esta broca produz ao mesmo tempo
chanfros que servem de superfície de referência para fixação entre pontas.
e) Broca canhão
Empregada em furos profundos, a broca canhão possui um único gume de
corte. A principal vantagem desta ferramenta é que a injeção do fluido de corte é
feita através da sua haste oca e a condução do cavaco acontece pelo canal em
forma de “V” localizado na periferia da ferramenta, impedindo o entupimento.
f) Broca oca de trepanação
Este tipo de broca é empregado para furos com grandes diâmetros (acima de
120 mm) e em operações onde a utilização de outras brocas provocaria um grande
desperdício de material na forma de cavaco, com maior tempo de usinagem.
O uso deste tipo de broca é específico para produção de furos passantes, uma
vez que a usinagem ocorre na periferia do furo, conservando intacto o material da
parte central, que pode ser utilizado posteriormente.
g) Broca de pastilhas intercambiáveis
12
Nesta ferramenta não existe aresta transversal de corte, devido ao
posicionamento das pastilhas que estão localizadas na região central (primeira
pastilha) e na extremidade (segunda pastilha). É utilizada na furação curta com
diâmetros geralmente maiores que 12 mm e permite um bom rendimento em termos
de produtividade.
h) Broca helicoidal
É a ferramenta mais aproveitada nas operações de furação. As brocas
helicoidais podem ser de aço-rápido, com ou sem revestimento, fabricadas em metal
duro inteiriço ou com pastilhas intercambiáveis, e são aplicáveis para a produção de
furos curtos com diâmetros pequenos e médios.
Oliveira (2008) relata que o ângulo de ponta () é constituído pelos dois gumes
principais, no plano que se inicia o eixo principal da broca. O ângulo de ponta ()
tem influência na espessura do cavaco para um mesmo avanço.
Quando utiliza-se um ângulo de ponta menor o cavaco torna-se mais fino e
mais largo. No caso de materiais com baixa usinabilidade, o cavaco mais grosso é
vantajoso pelo fato de permitir contato na face, num ponto mais afastado do gume.
Um grande ângulo de ponta permite, usualmente, o aumento do avanço. Isto
possibilita uma substancial redução no tempo de usinagem. Com o aumento do
ângulo de ponta a centragem da ferramenta e o momento torçor tendem a diminuir
(STEMMER, 2001). Os ângulos da broca helicoidal podem ser observados na Figura
2.8.
Figura 2.8 - Ângulos de uma broca helicoidal. (DINIZ, MARCONDES e
COPPINI,2013).
13
a) Ângulo de incidência ou ângulo de folga ()
É gerado pelo rebaixamento do flanco principal. Usualmente encontra-se entre
12 e 15 graus. O aumento do ângulo de incidência evita o esmagamento do material
pelo flanco da broca, reduzindo a força de avanço. Por outro lado, também reduz a
resistência do gume (TEIXEIRA, 1995; DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
b) Ângulo de saída ()
Este é um dos ângulos mais importantes da ferramenta, pois influi
decisivamente na força e na potência necessária ao corte, no acabamento da
superfície usinada e no calor gerado. Segundo Stemmer (2001) e Teixeira (2001)
classificam-se três tipos de brocas quanto ao ângulo de saída: tipo N (materiais
usuais como o aço), tipo H (para materiais duros e frágeis) e tipo W (para materiais
de menor dureza).
c) Ângulo do gume transversal ():
É o menor ângulo formado entre o gume principal e o gume transversal. Este
ângulo é determinado pelo ângulo de incidência (STEMMER, 2005).
A broca helicoidal possui três tipos de hélice normalizada de acordo com a ISO
3685 (1993). Estes tipos podem ser observados na Figura 2.9.
Figura 2.9 - Tipos normalizados de hélices para brocas helicoidais.(TEIXEIRA,
2001).
14
2.3
Materiais para ferramentas
Segundo Machado et al., (2009), ainda não existem uma classificação geral
dos materiais para ferramentas de corte de acordo com suas características
químicas. Desta forma, a classificação conhecida pode ser agrupada da seguinte
maneira: aços rápidos com cobertura e sem cobertura, metal duro com cobertura e
sem cobertura, material cerâmico, nitreto de boro cúbico e diamante. Esta
classificação pode ser observada na Figura 2.10. (CIMM,2012).
Figura 2.10 - Classificação dos materiais aplicados como ferramentas de
cortes (CIMM, 2012).
Os materiais utilizados para ferramentas na usinagem do ferro fundido são
normalmente de metal duro da classe K, apresentando boa vantagem com relação a
resistência ao desgaste e resistência a elevadas temperaturas durante a operação
de corte
a) Aço rápido.
Os aços rápidos são ferramentas de alta liga de tungstênio, molibidênio, cromo,
vanádio, cobalto e nióbio. São considerados materiais tenazes, com elevada dureza
a quente e resistência ao desgaste, onde sua estrutura no estado temperado é
composta de carbonetos complexos em matriz martensítica (DINIZ, MARCONDES e
COPPINI, 2013).
b) Metal Duro
15
Machado et al., (2009) a ferramenta de metal duro é o tipo de material mais
utilizado na usinagem. É uma liga de carboneto de tungstênio produzida pela
metalurgia do pó através de prensagem e sinterização. É composta por uma mistura
de pós de carbonetos e aglomerantes, que podem ser o cobalto, ferro ou níquel e
ainda uma combinação deles, formando um corpo de alta dureza e resistência à
compressão.
Steoterau (2004) menciona que os requisitos básicos para uma broca são a
tenacidade, resistência à compressão, resistência à abrasão, resistência térmica e
resistência ao choque e fadiga. A pesquisa de novos materiais para ferramentas de
corte tem conduzido ao aumento da velocidade de corte, das taxas de avanço e vida
das ferramentas, permitindo assim elevar a produtividade no processo de furação
(FERRARESI, 2006). Esta evolução pode ser observada na Figura 2.11. Entretanto,
o aço-rápido e o metal duro atualmente dominam o mercado e são os mais
importantes materiais na fabricação de brocas. (CIMM, 2012). Nota-se que a
utilização de novos materiais está ganhando força notável no processo de furação,
especialmente devido à tecnologia das máquinas CNC presentes no mercado, que
garantem potência, rigidez e maiores gamas de rotação no processo de usinagem
(XAVIER, 2009).
Figura 2.11 - Evolução de novos materiais para ferramentas de corte e velocidades
de trabalho aplicadas (CIMM, 2012).
16
2.3.1 Processos para cobertura de ferramentas
Segundo Andrade (2005), alguns estudos comprovam que a deposição de
revestimento pelo processo HT-CVD (High Temperature Chemical Vapor Deposition)
fragiliza o substrato do metal duro. Como alternativa, o processo PVD (Physical
Vapor Deposition) pode ser utilizado. Apesar de outros processos de deposição de
revestimentos apresentarem características importantes para o processo de
usinagem, neste trabalho será evidenciado apenas o processo PVD.
De acordo com Oerlikon Balzers (2013), as etapas necessárias para o
processo de revestimentos pelo método PVD são:
1- Limpeza do substrato, que deve estar livre de contaminações;
2- Preparação da carga fora da câmara de deposição;
3- Bombeamento para remoções dos gases residuais da câmara;
4- Aquecimento do substrato até a temperatura de ataque;
5- Ataque (limpeza do substrato com íons de argônio e/ou hidrogênio);
6- Deposição do revestimento.
7- Resfriamento (para evitar o descoloração das ferramentas de aço).
Como exemplo, a etapa de bombeamento pode ser observada na Figura 2.12.
Figura 2.12 - Sequência da etapa de bombeamento (OERLIKON BALZERS, 2013).
A etapa de bombeamento é descrita segundo Oerlikon Balzers (2013): a
válvula P1 abre-se e uma bomba turbo-difusora é evacuada até atingir uma pressão
17
P1, em torno de 10-1 a 10-2 mbar. As bombas são dimensionadas para trabalharem
nesta faixa de pressão.
Esta válvula, ao atingir P1 fecha, e a válvula do bypass se abre. A câmara é
evacuada via bypass pela bomba de palhetas até atingir a pressão P2, com cerca de
10-1 a 10-2 mbar. Este procedimento garante que as bombas operem abaixo da
pressão P1. Abaixo dessa pressão a válvula do bypass fecha-se e a válvula de auto
vácuo e a válvula V1 se abrem. A câmara é agora evacuada pela bomba de auto
vácuo. Durante todo o processo, os gases são bombeados pelas bombas de auto
vácuo, sendo a pressão na câmara determinada pelo fluxo de gás inserido. Quanto
mais gás se introduz, mais se eleva a pressão.Outro importante processo utilizado
para deposição de coberturas ocorre empregando-se plasma. Sua aplicação permite
a formação de revestimentos duros com PVD. Neste processo, o titânio-alumínio irá
apenas reagir com o nitrogênio. O plasma pode ser utilizado para aquecimento e
ataque, sendo então, uma tecnologia versátil para produção de revestimentos duros.
Segundo Oerlikon Balzers (2013), o plasma é uma mistura de átomos de gás
(argônio) ou moléculas (nitrogênio) de íons carregados positivamente (átomos que
perderam um ou mais elétrons) com elétrons de carga negativa. No plasma os
átomos estão divididos em íons e elétrons, apresentando reações que ocorrem em
temperaturas na faixa de 200 – 500ºC, sendo esta considerada grande vantagem do
PVD frente ao CVD, onde as reações ocorrem na faixa de 900 – 1000ºC. Na Figura
2.13 observa-se o esquema de deposição através do plasma.
Figura 2.13 - Injeção de fluxo de argônio na câmera de revestimento quando utilizase plasma (OERLIKON BALZERS, 2013).
18
Nesta etapa a câmara é evacuada e é injetado um fluxo de argônio. O
filamento é aquecido e emite elétrons. Se uma tensão é aplicada entre o catodo e o
anodo, os elétrons são atraídos pelo anodo (tensão positiva). No caminho para o
anodo os elétrons colidem com átomos de gás e produzem íons e elétrons, gerando
assim o plasma, onde um campo magnético desvia os elétrons.
Devido ao maior caminho para o anodo percorrer, mais colisões com gases
ocorrem e, portanto, mais íons são produzidos, tornando o plasma mais estável.
Para o ataque e cobertura o mesmo plasma é usado e apenas o anodo é trocado
(anodo auxiliar no ataque / fonte de evaporação no revestimento).
2.3.2 Revestimentos para ferramentas de usinagem
Abele, Sahm e Schulz (2007), afirmam que os revestimentos possuem menor
coeficiente de atrito, permitindo a redução dos esforços de corte, garantindo melhor
proteção térmica, menor desgaste por oxidação, alta dureza e melhor resistência.
Segundo Chen et al., (2011) a ferramentas revestidas têm benefícios
melhorados de performance e permitem maior velocidade de corte, atingindo o
potencial das máquinas de corte modernas. Atualmente, os tipos de revestimentos
mais usados no processo de furação são: TiC, TiN, TiCN,TiAlN e o AlCrN. Todos
apresentam peculiaridades próprias como cor, dureza, espessura, aplicabilidade e
desempenho. As principais características de cada um deles podem ser observadas
a seguir:
a) Carboneto de titânio (TIC)
É um material que oferece resistência ao desgaste por abrasão. Apresenta-se
quimicamente inativo, formando um bloqueio térmico e químico entre o cavaco e a
ferramenta. Em razão da redução do atrito e menor condutividade térmica, permite
uma redução na temperatura no gume, decrescendo a difusão (YUHARA, 2000).
b) Nitreto de titânio (TiN)
Apresenta uma ligação interna maior que o TiC em função da sua estabilidade
química, tendo menor tendência à difusão na usinagem dos aços (KÖNIG e
KLOCKE, 1997).
19
c) Nitreto de titânio e alumínio (TiNAl)
Segundo Oliveira (2008), a cobertura de Nitreto de titânio alumínio é uma
técnica na qual, durante a deposição, alguns átomos de Ti são substituídos por
átomos de Al, garantindo maior resistência ao desgaste, oxidação e estabilidade
química. Apresenta elevada resistência à oxidação que pode ser concedida à
formação de uma camada externa de óxido de alumínio e uma camada interna de
óxido de titânio composto na interface entre o revestimento e o substrato. Estas
particularidades tornam esse revestimento o mais conveniente para a furação do
ferro fundido vermicular. (ANDRADE, 2005).
d) Carbonitreto de titânio (TiCN)
Possui boa resistência ao desgaste de flanco (TiC) e estabilidade química
(TiN), resistindo ao desgaste de cratera e à oxidação. É empregado na usinagem
dos ferros fundidos em geral.
e) Óxido de alumínio (Al2O3)
Dos revestimentos relacionados anteriormente, o Al2O3 apresenta a menor
tolerância de aderência ao substrato do metal duro. Porém, é o revestimento mais
adequado à oxidação, aconselhável para usinagem em altas velocidades de corte.
Apresenta alta resistência à abrasão e à difusão (KÖNIG e KLOCKE, 1997).
f) Nitreto de cromo de alumínio (AlCrN)
Apresenta-se como um revestimento de alto rendimento, livre de titânio e que
faz parte da nova geração de coberturas. Possui rendimento excepcional para níveis
de resistência à oxidação e dureza a quente, nunca alcançados anteriormente. Estas
características concedem a este produto uma incomparável resistência ao desgaste,
tanto em condições normais como sob esforços mecânicos elevados. Quando
empregar-se este tipo de revestimento, a eficiência das ferramentas nas máquinas
modernas pode ser explorada ao extremo. (OERLIKON BALZERS, 2013).
2.4
Desgastes nas ferramentas de corte
20
De acordo com Borba (2013), os tipos de desgaste da ferramenta de corte
podem ser observados de acordo com a Figura 2.14. O desgaste de flanco (VB)
acarreta baixa qualidade na peça usinada, imprecisões e aumento do atrito. O
desgaste nas guias não gera aumento no momento torçor, mas o desgaste do gume
transversal pode acarretar arredondamento da aresta e possível lascamento das
zonas de transição. O desgaste de cratera representa a remoção de material por
abrasão e difusão. O gume postiço corresponde à adesão do material da peça
encruado na ferramenta. A fratura representa o fim catastrófico da ferramenta de
corte.
Figura 2.14 - Tipos de desgastes: a) Flanco; b) Guias; c) Cratera; d) Lascamento;
(BORBA, 2013).
Machado et al., (2009), afirma que a tomada de ações adequadas para diminuir
a taxa de quebra das ferramentas durante o processo de usinagem deve ser
realizada através do conhecimento dos mecanismos de desgaste. Podem-se
identificar três tipos de desgastes da ferramenta de corte na usinagem: avaria
desgaste e deformação plástica. Estes problemas promovem a mudança na
geometria da ferramenta de corte. Os dois primeiros promovem a perda de massa,
enquanto o último promove o deslocamento de massa da ferramenta de corte.
21
2.4.1 Mecanismos de desgaste
As formas de desgaste se desenvolvem por vários mecanismos, podendo citar
a abrasão, adesão, difusão e oxidação, que ocorrem em função da temperatura de
corte, sendo influenciada principalmente pela velocidade de corte. Pode-se observar
em baixas temperaturas que apenas os mecanismos de adesão e abrasão estão
presentes, sendo a adesão predominante. Em temperaturas elevadas, a adesão
perde lugar para mecanismos de difusão e oxidação em escala exponencial
OLIVEIRA (2008).
Os sistemas de desgaste da ferramenta de corte, de modo geral, ocorrem ao
mesmo tempo, confundindo e impedindo a detecção da sua causa e efeito.
Conforme mostrado na Figura 2.15, a dinâmica de cada um dos mecanismos de
desgastes está associada à temperatura de corte durante a usinagem.
Figura 2.15 - Fatores de desgaste de uma ferramenta de corte (KÖNIG e KLOCKE
1997).
Segundo Sandvik (2011), os principais mecanismos de desgaste são:
a) Abrasão
22
Resultante do deslizamento entre a peça e a ferramenta, provocando arranque
de partículas do material em usinagem. É repetidamente causado pelas partículas
duras do material da peça, mas também pelo aumento da temperatura de corte que
diminui a dureza do material da ferramenta. A resistência à abrasão depende
basicamente da dureza a quente da ferramenta de usinagem.
b) Adesão
Acontece quando se tem a ruptura dos micro-caldeamentos na face da
ferramenta, os quais despontam da ação da temperatura e pressão presentes na
zona de corte. Pode ser observada na superfície inferior do cavaco recém-retirado
devido ao fato de estar livre das camadas protetoras de óxido, mostrando-se muito
ativa quimicamente.
O gume postiço é um exemplo da adesão do material nas superfícies da
ferramenta. As partículas microcaldeadas, por sua vez, representam barreiras para o
escoamento e deslizamento do cavaco sobre a superfície da ferramenta. Isto
provoca o arranque das partículas soldadas, levando consigo, muitas vezes,
pedaços do material de corte, causando então o fim precoce da vida da ferramenta.
A escolha correta do fluido de corte e sua concentração, bem como a escolha de
ferramentas revestidas, pode reduzir este tipo de desgaste.
c) Gume postiço
É motivado pela soldagem ou caldeamento do material em usinagem na face
da ferramenta, que por esse motivo, assume a finalidade do gume a partir da
situação no qual o material agarrado se deforma e encrua com o fluxo posterior de
cavacos sobre ele. Fragmentos do gume postiço podem se desprender e escorregar
entre o flanco e a superfície de corte, decorrente dos parâmetros de corte utilizados.
Isto conduz a um desgaste exagerado do flanco por abrasão e uma má qualidade
superficial. Neste caso, parte do material pode-se prender a superfície da ferramenta
aumentando os esforços de corte.
d) Difusão
23
É um processo decorrente da temperatura na zona de corte, iniciando-se pela
instabilidade que as moléculas adquirem. As propriedades químicas do material da
ferramenta e sua semelhança com o material da peça são decisivos para a
manifestação
deste
mecanismo.
Algumas
ferramentas
são
projetadas
exclusivamente para não possuírem interação química. A difusão é amplamente
dependente das altas temperaturas, o que corresponde dizer que ela está ligada às
altas velocidades de corte.
e) Oxidação
Acontece perante altas temperaturas e na presença de ar, com a formação
típica de carepas. O metal duro, no qual a temperatura de oxidação oscila entre 700
e 800°C, está mais submetido ao mecanismo de oxidação quando composto
somente de carboneto de tungstênio e cobalto. Os acréscimos de óxido de titânio e
outros carbonetos reduzem a probabilidade de seu acontecimento. Ferramentas que
possuem óxido de alumínio na sua composição estão menos propícias a este
mecanismo de desgaste.
f) Solicitações mecânicas e térmicas
Solicitações mecânicas e térmicas exageradas podem acarretar danos ao
gume da ferramenta, bem como deformação plástica, fissuras longitudinais,
transversais e micro quebras (KÖNIG e KLOCKE, 1997).
2.4.2 Tipos de desgastes em brocas e critérios de fim de vida.
O tempo de corte de uma ferramenta é chamado de tempo efetivo entre duas
afiações sucessivas, sem contabilizar os tempos passivos. A perda da eficácia de
corte é apontada através de um determinado grau de desgaste, decretando assim a
troca da ferramenta da máquina quando alcançados os requisitos abaixo:
 Possibilidade de ruptura ou quebra do gume cortante da ferramenta;
 O gume da ferramenta está deteriorado;
 O desgaste da superfície de incidência da ferramenta não admite
que as tolerâncias demandadas na peça sejam obtidas;
24
 O acabamento superficial da peça usinada está fora do especificado;
 Alto desgaste da ferramenta promove o aumento progressivo da
força de usinagem, interferindo no funcionamento da máquina (FERRARESI,
2006).
Grenmyr et al., (2011), o fim do tempo de corte efetivo de uma broca é
alcançado quando esta apresenta um desgaste excessivo em uma ou mais de suas
partes consideradas indispensáveis para o processo de usinagem. Durante o préensaio, pode-se avaliar qual o tipo de desgaste possui maior influência na
diminuição da vida da broca. Os principais tipos de desgaste são mencionados
abaixo:
a) Desgaste de flanco (VB)
O desgaste de flanco acontece ao longo dos gumes principais da broca. Este
modelo de desgaste da broca é o resultado da largura média de desgaste (VB méd.) e
da largura máxima (VB
máx. )
conforme mostra a Figura 2.16 (ANDRADE, 2005 e
BOSSARDI, 2008).
Figura 2.16 - Medição de desgastes de flanco (ANDRADE, 2005 e BOSSARDI,
2008).
Segundo NOUARI et al., (2005) as medições sempre devem ter como
referência o gume da broca enquanto nova, caso contrário durante a usinagem o
gume desgastado deixa de ser uma referência.
25
b) Desgaste das Guias (H)
Bork (1995), afirma que o desgaste das guias é medido a partir da quina da
broca, conforme mostrado na Figura 2.17.
Figura 2.17 - Posição para medição do desgaste em guias (BOSSARDI,2008).
c) Desgaste de Cratera (Kb)
Segundo Bossardi (2008), o desgaste de cratera é identificado nas faces da
broca, especificado pela distância Kb, medida entre a posição original do gume e a
borda da cratera mais distante, como mostrado na Figura 2.18.
Figura 2.18 - Desgaste de cratera em brocas (BOSSARDI, 2008).
d) Lascamento dos gumes
São caracterizados pelas dimensões Pt e Pm como indicado pela Figura 2.19
(BORK, 1995).
26
Figura 2.19 - Lascamento no gume principal da broca (BORK,1995).
e) Arredondamento das quinas
É caracterizado pelo arredondamento da quina da broca, não levando em
consideração se ocorreu no perímetro completo da quina ou não (Bossardi, 2008).
Usualmente é caracterizado pelo crescimento do desgaste de flanco, até atingir a
guia da broca.
f) Colapso total
Consiste na destruição ou quebra da broca. Durante o processo de usinagem o
colapso total pode ser identificado pelo acréscimo da potência de corte ou pela
modificação do som de corte.
2.5 Forças em brocas helicoidais
Bordin, Nabinger e Zeilmann (2011) afirmam que nos esforços de corte, o
momento torçor e a força de avanço são os principais esforços encontrados nas
brocas helicoidais. São compostos pelos esforços parciais (como a resistência
devido ao corte do material nas duas arestas principais de corte), resistência devido
ao corte e esmagamento do material na aresta transversal, bem como o atrito nas
guias e atrito entre a superfície de saída da broca e o cavaco.
A apresentação dos esforços de corte decorrentes da operação de furação
pode ser observada na Tabela 2.3.
27
Tabela 2.3 - Esforço de corte na furação (DINIZ, MARCONDES E COPPINI,2013).
Esforços
Momento torçor
Força de avanço
Arestas principais
Aresta transversal
Atrito
77 a 90%
3 a 10%
3 a 10%
39 a 59%
40 a 58%
2 a 5%
Diniz, Marcondes e Coppini (2013), mencionam que os movimentos entre
ferramenta e peça são aquelas que possibilitam a operação de usinagem. Alguns
movimentos são considerados durante o projeto e a fabricação das máquinasferramentas. A mudança dos movimentos é constante, e para estudo das forças,
define-se que a peça esteja parada e a ferramenta esteja em movimento. Esta
convenção permite padronizar os sinais algébricos dos movimentos, sempre tendo
como ponto de referência a peça. Esta alternativa favorece o estudo dos
movimentos, sobretudo quando a usinagem ocorre com ferramentas de geometria
complexa.
A Figura 2.20 mostra os movimentos ativos do processo de furação, ou seja,
movimentos que promovem remoção efetiva de material.
Figura 2.20 - Direção dos movimentos de corte, de avanço e efeitos na furação
(DINIZ, MARCONDES E COPPINI, 2013).
De acordo com Souza (2011), a força gerada pela broca helicoidal no interior
do furo é resultante do avanço contínuo realizado pelas duas arestas principais de
corte, de forma que cada aresta desempenha metade do movimento de avanço. O
movimento efetivo de corte faz com que o ângulo efetivo de corte αe seja menor que
28
o ângulo de folga (α). O valor de αe deve ser o maior possível para impedir o
esmagamento do material pelo flanco da broca helicoidal. Contudo, quanto maior αe
menor será a resistência da cunha e maiores as vibrações.
Segundo Bagci e Ozcelik (2007), uma broca com um ângulo de ponta (σ) muito
grande pode conduzir a desvios da trajetória de corte, aumentando assim o diâmetro
usinado (broca não guiada). Porém, uma broca com ângulo de ponta (σ) muito
pequeno direciona a broca helicoidal no centro geométrico com maior precisão,
entretanto, pode ocorrer o aumento da força passiva e, consequentemente, do atrito.
A Figura 2.21 mostra a área de seção transversal de corte da broca helicoidal,
a seção transversal de corte A [mm²] no processo de furação é a área referente ao
cavaco removido, medido perpendicularmente à direção de corte no plano de
referência (SOUZA, 2011).
.
Figura 2.21 - a) Seção transversal de corte na furação em cheio; b) Furação com
pré-furo (SOUZA, 2011).
Stoeterau (2004), afirma que o momento torçor e a força de avanço no
processo de furação podem também ser determinados através de equações
empíricas. As forças de corte dependem basicamente do diâmetro da broca, do
avanço e do material da peça. Estas componentes também contribuem para a
determinação das forças e características da broca, bem como as condições
externas que influenciam as características geométricas da ferramenta, como o
29
ângulo de ponta, o ângulo de hélice, a qualidade da afiação da ferramenta e o fluido
de corte empregado.
As forças de corte mostradas na Figura 2.22 não são mensuradas diretamente.
As mesmas podem ser obtidas através da medição do momento torçor (
),
empregando-se a equação 2.1 e a equação 2.2:
(2.1)
(2.2)
.
Figura 2.22 - Forças atuantes nas arestas principais de corte (STEMMER, 2005).
Kienzle 1951 apud Diniz, Marcondes e Coppini (2013), formulou um modelo
mais reduzido para o cálculo da pressão específica de corte (Kc1.1) e cálculo da força
de corte. A expressão de Kienzle pode ser descrita pela equação 2.3:
(2.3)
onde:
= Ângulo de posição da Broca
= expoente de Kienzle
30
= espessura do cavaco (mm)
= pressão específica de corte para um cavaco de área A = b.h = 1 x 1mm²
= largura de corte do cavaco, expressa na equação 2.4. E a espessura do corte
do cavaco, expressa na equação 2.5.
(2.4)
(2.5)
Diniz, Marcondes e Coppini (2013), argumentam que observando-se a
espessura do cavaco, o modelo de Kienzle pode ser aplicado em qualquer tipo de
operação de usinagem. O acréscimo da pressão específica de corte com a
diminuição da espessura do cavaco é uma característica geral, eficiente para todas
as operações.
As cargas atuantes no processo de furação agem na aresta principal de corte,
durante a furação com brocas helicoidais, podendo ser decompostas em três
componentes: força de corte (Fc), força de avanço (Ff), força resultante (FR) e força
passiva (Fp). A Figura 2.23 ilustra estas forças.
Figura 2.23 - Forças atuantes nas arestas principais de corte(TRENT,2000).
a) Força principal de corte (Fc)
Determina a componente da força ativa na face da ferramenta, normal ao gume
na direção do movimento (TRENT, 2000);
b) Força de avanço (Ff)
31
Determina a componente da força na direção do avanço (TRENT, 2000);
c) Força passiva (Fp)
Determina a componente que tende a empurrar a ferramenta na direção radial
(TRENT, 2000 e BOSSARDI, 2008).
2.6
Características da formação do cavaco na furação
A compreensão da formação do cavaco é muito significativa, visto que este
fenômeno está diretamente ligado aos aspectos econômicos da produção, podendo
citar a qualidade da peça, emprego adequado da máquina-ferramenta, etc.
Segundo Machado et al., (2009) um dos problemas do processo de furação é
a remoção dos cavacos de dentro do furo. Se os cavacos não forem formados de
maneira a propiciar sua fácil retirada do interior do furo, eles podem causar o seu
entupimento, aumentando assim o momento torçor necessário para o corte, com
consequente quebra da ferramenta. Ainda Machado et al., (2009) afirma que o
aumento do avanço facilita a quebra do cavaco. Assim, a remoção do cavaco de
dentro do furo torna-se mais tranquila, porém existe um limite para o aumento do
avanço. Caso não seja respeitado tal limite, pode haver a quebra da broca ou até
mesmo a interrupção do avanço da máquina.
A quebra da broca helicoidal dentro do furo é um problema grave para o
processo de furação, devido à perda da ferramenta e pela dificuldade de retirar a
broca do interior do furo. É de extrema importância que se induza a geração de
cavacos dotados de forma a permitir sua fácil remoção do furo. Cavacos em forma
de fita possuem dificuldades para serem extraídos do furo. Cavacos na forma
helicoidal e na forma de lascas são os que têm maior facilidade de remoção,
principalmente quando empregam-se ciclos de furação tipo “pica-pau”, também
caracterizados pelo movimento de avanço e retorno programado da broca. Este ciclo
pode aumentar o tempo passivo de fabricação, mas existem outros métodos que
utilizam brocas com canais internos para injeção de fluidos que auxiliam na remoção
do cavaco.
32
2.6.1 Classificação dos cavacos
Basicamente os cavacos podem ser classificados quanto ao tipo e forma.
Segundo Ferraresi (2006) e quanto ao tipo os cavacos podem ser:

Cavaco contínuo: apresenta-se constituído de lamelas justapostas numa
disposição contínua e agrupadas em grupos lamelares;

Cavaco de cisalhamento: apresenta-se constituído de grupos lamelares
bem distintos e justapostos;

Cavaco de ruptura: apresenta-se constituído de fragmentos arrancados da
peça usinada.
Segundo Stoeterau (2004) os cavacos contínuos e de cisalhamento podem ser
classificados quanto à forma em: cavaco em fita, cavaco helicoidal, cavaco espiral,
cavaco em lascas ou pedaços. A Figura 2.24 ilustra as diferentes formas de cavaco.
Figura 2.24 - Formas de cavaco no processo de usinagem (STOETERAU, 2004).
Segundo Amorim (2003), na usinagem do ferro fundido o cavaco é arrancado,
sendo uma característica comum dos materiais frágeis ou de estrutura diferente,
onde as partículas da peça são arrancadas em forma de lascas ou pedaços. O
cisalhamento ocorre com relação à grafita, que possui menor resistência mecânica,
e também pela descontinuidade da matriz. Precisamente a formação de cavacos nos
ferros fundidos é diretamente afetada pelos aspectos da grafita e pelo mecanismo
de propagação de trincas no material. A Figura 2.25 ilustra o mecanismo de
formação de cavacos em ferros fundidos cinzentos e nodulares.
33
Figura 2.25 - Mecanismo de formação de cavaco em ferro fundido cinzento
(MARWANGA,VOIGT e COHEN,1999 e GUESSER, 2009)
2.7
Meios lubro-refrigerantes e fluidos de corte
Segundo Bossardi (2008), os primeiros passos dados sobre meios lubrorefrigerantes surgiram há mais de 100 anos. Por isso, as pesquisas atuais têm sido
determinantes para o desenvolvimento dos fluidos de corte. O estudo específico das
possíveis combinações de óleos minerais, óleos graxos e aditivos demonstram a
importância da utilização dos fluidos de corte nas operações de usinagem.
Braga (2001) relata que os mecanismos de lubro-refrigeração, isto é, óleo e
água, utilizados separadamente no processo de usinagem, não apresentam um
desempenho eficiente no processo de furação. Na Tabela 2.4 podem ser
observadas algumas particularidades dos fluidos de corte.
Tabela 2.4 - Particularidade dos meios lubro-refrigerantes (WEBSTER,1995).
34
Alves et al., (2011), inicialmente, os fluidos de corte eram relacionados como
fluidos à base de óleo e de água, classificados de acordo com sua constituição
química. Com o desenvolvimento dos fluidos sintéticos, estas especificações foram
distribuídas em quatros grupos: óleo puro, óleo emulsionável, fluido semi-sintético e
fluido sintético. Segundo Bossardi (2008), existem outros tipos de fluidos, podendo
citar os gases, nevoas e sólidos (MoS2).
O meio lubro-refrigerante tem como finalidade melhorar o processo de
usinagem dos metais, sendo subdividas em melhorias de caráter funcional e
melhorias de caráter econômico (FERRARESI, 2006 e BOSSARDI, 2008). Caráter
funcional é a particularidade que favorece o processo de usinagem focando no
desempenho do processo, como refrigeração da máquina-ferramenta, refrigeração
da ferramenta e da peça durante a usinagem, auxiliando na redução do coeficiente
de atrito entre a ferramenta e cavaco. Contribuem para retirada do cavaco da região
de corte e melhoram o acabamento superficial da peça em usinagem (FERRARESI,
2006).
O caráter econômico apresenta um único objetivo, a usinagem mais rentável.
Tem como característica reduzir o consumo de energia de corte e minimizar o custo
da ferramenta na operação, garantindo a ausência de corrosão da peça durante a
usinagem (FERRARESI, 2006).
2.7.1 Principais funções dos meios lubro-refrigerantes
As principais funções dos meios lubro-refrigerantes são permitir uma
lubrificação eficiente no processo de corte e refrigerar as zonas de corte. A
distribuição da temperatura na ferramenta pode ser observada na Figura 2.26
(CIMM, 2012).
Figura 2.26 - Distribuição de temperaturas na região de corte (CIMM, 2012).
35
Os meios lubro-refrigerantes reduzem o calor gerado durante a operação de
corte. Como resultado, a ferramenta é impedida de alcançar sua temperatura crítica,
acima da qual se desgasta rapidamente. As temperaturas envolvidas na área de
corte possuem diferenças consideráveis.
A distribuição do calor gerado entre ferramenta, peça e cavaco pode ser
observada na Figura 2.27. Nota-se que a maior parte do calor gerado no processo
está associada ao cavaco formado.
Figura 2.27 - Distribuição de calor na região de corte (CIMM, 2012).
De acordo com Mocellin (2002), as pressões entre a ferramenta e a peça são
muito elevadas. Aproximadamente 75% da temperatura são conduzidas ao cavaco,
e a temperatura máxima não deve ocorrer no gume da ferramenta, mas sim na
região mais afastada do gume (TEIXEIRA, 2001). Se não existir uma remoção
apropriada do calor, poderão acontecer distorções térmicas nas peças usinadas,
desgaste rápido e precoce em função da perda de têmpera na ferramenta
(ANDRADE, 2005 e BOSSARDI, 2008).
2.8
Usinabilidade
Mocellin (2002), afirma que a usinabilidade de um material envolve todas as
propriedades do mesmo, tendo influência sobre o processo de usinagem. A
usinabilidade de um material geralmente é avaliada através da análise da vida da
ferramenta de corte, da força de usinagem e da potência consumida, bem como a
forma geométrica dos cavacos e qualidade superficial da peça (DORÉ, BOEHS e
GUESSER 2007).
36
2.8.1
Particularidades da usinabilidade de ferros fundidos
Segundo Chiaverini (2002), os ferros fundidos são ligas constituídas por mais
de 2% de carbono e de 1 a 3% de silício. Apresentam microestrutura composta por
uma matriz metálica e uma quantidade variada de ferrita, perlita, martensita, bainita
e carbonetos, que podem ocorrer em função da composição química ou das
condições de resfriamento. Alguns elementos como níquel, cromo, molibdênio e
cobre são acrescentados à liga para aumento da resistência à corrosão e ao calor.
De acordo com König e Klocke (1997) e Andrade (2005) a usinabilidade dos
ferros fundidos varia de acordo com a quantidade e aspecto da grafita, podendo
diminuir o atrito entre a ferramenta e a peça. Guesser (2009), afirma que o efeito
deste componente melhora a usinabilidade quando comparado a outros materiais
que não contêm grafita na sua estrutura, como é o caso dos aços. Como efeito
considerável da presença da grafita, ocorrem à geração de cavacos quebradiços
(característica dos materiais frágeis como o ferro fundido), e consequentemente,
menores forças de corte. Assim, pode-se obter menor consumo de potência para
usinagem e um aumento da vida da ferramenta de corte (KÖNIG E KLOCKE, 1997).
A estrutura metálica dos ferros fundidos interfere de forma expressiva na sua
usinabilidade, onde os ferros fundidos de alta resistência e dureza (com fases de
martensita, bainita e esteadita) podem prejudicar o processo, exigindo a redução dos
valores dos parâmetros de corte.
2.8.2
Usinabilidade de ferro fundido vermicular
O Ferro Fundido Vermicular (CGI, na sigla inglesa) tem resistência à tração
(75%) e tenacidade (30 – 40%) maiores quando comparado ao ferro fundido
cinzento. Sendo mais difícil de ser usinado do que este material (MOCELLIN, 2002).
Existem dois pontos importantes para a usinabilidade do CGI: rigidez da
microestrutura e controle da nodularidade. Para que possa ocorrer boa
usinabilidade, é preciso que as partículas de grafita na forma de nódulos não
ultrapassem o índice de 20% nas áreas a serem usinadas. Em compensação, nas
paredes externas que não necessitarem de usinagem, a nodularidade mais alta é
responsável por garantir maior resistência às mesmas (BOSSARDI, 2008).
37
Segunda Rosa (2009) o controle da nodularidade do ferro fundido vermicular
pode ser realizado com adição de 0,1 a 0,2% de titânio. Estudos mostram que a
produção de CGI sem titânio torna a usinabilidade igual ou até superior a dos ferros
cinzentos. Em outros casos, é comum a presença do titânio nos ferros fundidos com
teores compreendidos entre 0,005 a 0,02%. Dawson et al., (2001) afirmam que para
os ferros fundidos vermiculares, essa quantidade gira em torno de 0,01% e pode
levar ao surgimento de inclusões com dureza maior do que alguns materiais de
corte.
A presença do titânio também pode levar a maior dificuldade de usinagem com
relação ao ferro fundido cinzento, dependendo do tratamento com magnésio
realizado a quantidade baixa desse elemento causa a ausência da camada de
sulfeto de manganês (MnS2) na usinagem do CGI. Esta camada contém uma
espessura que é exatamente proporcional ao aumento da velocidade de corte e,
dessa forma, o aumento da temperatura de corte atua como uma proteção à
ferramenta. Esta característica pode influenciar na diferença da vida das mesmas na
usinabilidade destes materiais, conforme ilustrado na Figura 2.28 (BOSSARDI,
2008).
Figura 2.28 - a) Presença de MnS2 como camada protetora do gume da ferramenta
de PCBN na usinagem do ferro fundido cinzento; b) Escassez da camada de MnS2
(MASSIRER JUNIOR; BOSSARDI,2008).
Em síntese, a camada de MnS2 é responsável pela diferença na performance
das ferramentas de corte na usinagem dos materiais devido ao aumento da sua
38
espessura, e também em função do aumento da velocidade de corte (DAWSON et
al., 2001 e BOSSARDI, 2008).
2.8.3
Importância da forma da grafita do ferro fundido vermicular
Segundo Dawson et al. (2001), existem várias características metalúrgicas que
podem influenciar a usinabilidade do ferro fundido vermicular, especialmente quando
a forma da grafita está modificada. Como exemplo, a ilustração da Figura 2.29
mostra o início da fratura e seu crescimento, deixando o ferro fundido cinzento frágil.
Ainda na mesma figura pode-se observar a morfologia das grafitas do ferro fundido
vermicular que não admitem clivagem e desenvolvimento de trincas. Hieber (1994)
afirma que a fratura do ferro fundido vermicular se inicia na interface da grafita
vermicular com a matriz metálica.
Figura 2.29 - a) Crescimento de trincas na grafita lamelar do ferro cinzento à frente
da ferramenta de corte; b) Dificuldade de propagação de trincas nas grafitas
vermiculares devido à forma (BOSSARDI, 2008).
De acordo com Barbosa (2009), as grafitas na forma nodular sempre estarão
presentes na estrutura do ferro fundido vermicular. Assim, a resistência mecânica e
a tenacidade tendem a aumentar, contudo, a fundição, usinabilidade e condutividade
térmica serão prejudicadas.
Segundo Mocellin et al.,(2004), na usinabilidade de blocos de motores
fabricados em CGI, os processos de furação e fresamento tiveram a vida das
ferramentas encurtada pela metade do tempo em função da característica
apresentada pelo material, sendo a falta do MnS2 a forma da grafita no material.
39
CAPÍTULO 3
3. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Os procedimentos experimentais foram realizados nos laboratórios de
Engenharia Mecânica da UFSJ. Os ensaios foram divididos em duas etapas, na
primeira etapa foram realizados experimentos de medição dos esforços das brocas
helicoidais para avaliação de qual broca que apresenta os menores esforços de
corte, sendo o momento torçor e a força de avanço. Na segunda etapa foi realizado
o ensaio de vida da broca que apresentou os menores esforços.
3.1 Materiais e Equipamentos
3.1.1 Equipamentos.
Os procedimentos experimentais foram realizados no Laboratório de Processos
de Fabricação do DEMEC / UFSJ, mais especificamente, no centro de usinagem
DICOVERY 560 / ROMI com potência máxima de 15 KW, rotação máxima de 10.000
RPM e comando CNC Siemens. A Figura 3.1 ilustra a máquina ferramenta.
Figura 3.1 Centro de Usinagem ROMI – DISCOVERY 560.
Fonte: autoria própria.
40
Os furos usinados foram passantes e as brocas foram de mesma geometria,
confirmada utilizando-se do projetor de perfil Digimess, modelo 400.400, conforme
Figura 3.2
Figura 3.2 - Projetor de perfil Digimess 400.400.
Fonte: autoria própria.
A medição do diâmetro interno do furo foi obtida utilizando o micrômetro interno
de três contatos, o Borematic Mitutoyo, Série 568, com ajuste de tolerância de 0,400
mm e resolução de 0,001 mm obsevado na Figura 3.3 A. As rugosidades da parede
do furo foram obtidas para os ensaios de vida da ferramenta em um Rugosímetro
Surftest SJ-400 Mitutoyo mostrado na Figura 3.3B e foram medidas em três posições
axiais, espaçadas de 120°.
A
B
Figura 3.3 - Borematic Mitutoyo (A) Rugosímetro Surftest Mitutoyo (B).
Fonte: autoria própria.
41
A dureza Rockwell B (HRB) foi realizada em um durômetro WPM, Figura 3.4 A,
com penetrador de esfera com diâmetro de 1,59 mm, aplicando-se uma carga de
100 kgf, nos corpos de prova conforme da Figura 3.4 B. Os resultados obtidos serão
apresentados no próximo capítulo.
A
B
Figura 3.4 - Durômetro WPM (A) e Corpos de prova (B).
Fonte: autoria própria.
Os ensaios de tração do ferro fundido vermicular, com três réplicas, foram
feitos na máquina de tração EMIC, do modelo DL10000, capacidade de 100 kN
(10.000 kgf), (Figura 3.5A), os corpos de prova usados mostrados na Figura 3.5
(B).Os corpos de prova foram usinados nas dimensões conforme a norma ASTM
E8/E8M − 13a (Figura 3.6).
A
B
Figura 3.5 - Máquina EMIC (A) e Corpos de Prova (B).
Fonte: autoria própria.
42
Figura 3.6 - Dimensões do corpo de prova (ASTM E8/E8M − 13a.)
As Micrografias foram obtidas em um microscópico Olympus BX 51, com
sistema óptico UIS (sistema infinito universal), com tecnologia de fluorescência
avançada ou contraste de interferência diferencial DIC (Normarski) com câmera
SC30 com objetivas de 10x, 20x, 50x e 100x e software Stream motion, Figura 3.7A.
Os corpos de prova para o ensaio de micrografia foram submetidos a um polimento
e, através de fotos, foram avaliados os tipos de grafita e a percentagem de grafita
nodular e vermicular a Figura 3.7B ilustra os corpos de prova.
Figura 3.7 - (A) Microscópio Olympus BX51(B) Corpos de prova para micrografia.
Fonte: autoria própria.
Em cada ensaio, as variáveis de respostas representadas pelas forças
ortogonais e o momento torçor foram monitoradas. Para isso, foi utilizado o
dinamômetro piezoelétrico estacionário com quatro canais Kistler 9272, um
amplificador de sinais Kistler 5070A e o software DynoWare, ambos da empresa
Kistler.
O conjunto foi interligado a um microcomputador com processador Intel
Pentium Dual Core 2.2GHz com 2GB de memória RAM, permitindo registrar os
sinais dessas variáveis, Figura 3.8.
43
Figura 3.8 - Dinamômetro Kistler 9272(a); Amplificador de carga Kistler 5070A(b) e
interface do software kistler DynoWare(c).(UFSJ, 2013)
Para medir o referido desgaste foi utilizado o microscópico Mitutoyo TM-500, o
software com câmera Moticam 2300 de 3.0 MPixels e, também,
utilizou-se o
software de processamento de imagens Motic lmages Plus 2.0, conforme ilustrado
na Figura 3.9.
Figura 3.9 - Microscópio MitutoyoTM-500 com câmera moticam.
Fonte: autoria própria.
Para os experimentos de furação foi utilizado o sistema de fixação da broca
helicoidal, o porta pinças de precisão BT-40 - DIN ISO 15488-C. A seguir, na Figura
3.10, ilustra-se o dispositivo de fixação utilizado para broca helicoidal com haste
cilíndrica- DIN 1835A e DIN 6535- HA. A Figura 3.11, ilustra a montagem do sistema
de fixação BT- 40 com a broca helicoidal.
44
Figura 3.10 - Desenho esquemático do sistema de fixação da broca.
Fonte: adaptado SANCHES BLANES, 2013.
Figura 3.11 - Montagem do porta pinça BT-40 com a broca.
Fonte: autoria própria.
3.1.1 Brocas Helicoidais
Para os ensaios de furação em ferro fundido vermicular CGI (ASTM A
842/2004) foi utilizado à broca de Metal Duro revestido e com diâmetro de 10 mm,
especificação R842-1000-30-A1A, da classe GC1210, com geometria de ponta
45
especialmente desenvolvida com ponta-chanfro de 45º para reforço da aresta e
melhor qualidade do furo e com ângulo de posição de
70º, todas as brocas
possuem a mesma geometria, a Figura 3.12 apresenta a brocas utilizadas nos
ensaios e a Figura 3.13 ilustra o perfil geométrico das brocas utilizadas nos ensaios
de furação.
Figura 3.12 - Brocas helicoidais com diferentes coberturas, a) Hélica, b) Futura Top,
c) Alcrona Pro.
Fonte: autoria própria.
Figura 3.13 - Especificação da broca helicoidal utilizada no ensaio.
Fonte: adaptado SANDVIK, 2011.
46
3.1.2 Corpos de prova.
Para o monitoramento dos esforços de corte foram confeccionados corpos de
prova com dimensões de 30x 40x40 mm para ser posicionado no dinamômetro
Kistler 9272, foram utilizados nove corpos de prova e em cada um foram realizados
sete furos, totalizando 54 ensaios e todos os furos foram passantes. A Figura 3.14
ilustra as dimensões dos corpos de prova para os ensaios da primeira etapa do
experimento.
Figura 3.14 - Especificação dos corpos de prova para furação.
Fonte: autoria própria.
Para o ensaio de vida da ferramenta foi utilizado uma placa com dimensões de
400x250x40mm que foi fornecido pelo Centro Tecnológico de Fundição Marcelino
Corradi, CETEF/SENAI/FIEMG, de Itaúna/MG, a Figura 3.15 ilustra o desenho
esquemático da placa para o ensaio de vida da broca e antes de realizar o ensaio de
vida, a placa foi fresada em uma de suas faces, retirando-se 2 mm de sobremetal
com a intenção de eliminar a zona coquilhada, a qual poderia interferir na vida da
47
ferramenta de corte, por se tratar de uma camada de maior dureza da superfície da
placa.
Figura 3.15 - Desenho esquemático da placa para ensaio de vida.
Fonte: autoria própria.
Os ensaios foram realizados com distância de 13 mm entre as linhas de centro
dos furos, a Figura 3.16, mostra o ensaio de vida da broca helicoidal.
Figura 3.16 - Ensaios de vida da broca na furação do ferro fundido vermicular.
Fonte: autoria própria.
48
3.2 Planejamento Experimental dos ensaios
3.2.1 Parâmetros constantes
Para a primeira etapa dos ensaios do monitoramento dos esforços de corte foi
mantido a velocidade de corte constante de 90 m/min e o avanço de 0,26 mm/ rot.
Para a segunda etapa que é a análise da vida da broca foi mantido o avanço
constante de 0,20 mm/rot. e sem o meio auxiliar lubro-refrigerante. Para o caso de
usinagem com uso de meio auxiliar lubro-refrigerante, optou-se pelo óleo solúvel
biodegradável, BIO 100 E, da Biolub Química Ltda, com emulsão de 10%.
Para os ensaios de vida da broca, na condição indicada pelos resultados
preliminares, a variável de controle foi o desgaste frontal (VB) limitado em um
máximo de 0,25 mm, medido a cada comprimento de avanço equivalente a vinte
furos.
3.2.2 Variáveis de controle
Os fatores de controle (variáveis de entrada) bem como seus respectivos níveis
para os ensaios preliminares foram avaliados para a primeira etapa dos
experimentos, sendo o tipo de ferramenta de metal duro com revestimento em três
níveis, o meio auxiliar lubro-refrigerante em dois níveis e o comprimento de avanço
da broca (lf) em três níveis. Os ensaios foram realizados para um único avanço e
velocidade de corte da broca na primeira etapa dos experimentos. Os dados são
apresentados na Tabela 3.1. A
Tabela 3.2, apresenta as variáveis de controle para a segunda etapa dos
experimentos.
Tabela 3.1 - Variáveis de Controle da primeira etapa do processo de furação.
Fatores de Controle
Profundidade (i)
Unidade
mm
Níveis
3
Refrigeração( j )
-
2
Avanço da broca
mm/rot
1
Especificações
10,20 e 30
Com refrigeração
Sem refrigeração
0,26
Velocidade de corte
m/min
1
90
-
3
Futura Top
Alcrona-Pro
Hélica
Broca
metal duro (k)
49
Tabela 3.2 - Variáveis de controle da segunda etapa dos ensaios.
Fatores de Controle
Unidade
Níveis
Especificações
-
1
Sem refrigeração
mm/rot
m/min
1
3
0,2
90, 110 e 130
-
1
Futura Top
Refrigeração
Avanço da broca
Velocidade de corte
Broca de
metal duro
3.2.3 Variáveis respostas
As principais variáveis de resposta do processo de furação avaliadas neste
trabalho na primeira etapa foram às forças de avanço (Ff) e o momento torçor (Mt) e
os parâmetros de rugosidade média (Ra) e máxima (Rz). A variável resposta para a
segunda etapa dos experimentos foi o desgaste de flanco (VBMÁX.). A Tabela 3.3
apresenta todas as variáveis respostas estudadas.
Tabela 3.3 - Variáveis de resposta estudadas nos experimentos de furação.
Variáveis de resposta
Unidade
Tipo
Momento torçor (Mt)
Força de Avanço (Ff)
N.m
N
Quantitativo
Quantitativo
Rugosidade Máxima (Rz)
µm
Quantitativo
Rugosidade Média (Ra)
µm
Quantitativo
Desgaste de Flanco (VB MÁX)
mm
Quantitativo
3.2.4 Planejamento Estatístico
O planejamento experimental foi delineado como sendo estatístico fatorial,
aleatorizado por níveis e modelo de efeito fixo. Para as variáveis de influência foram
selecionadas as coberturas das brocas de Metal Duro em três níveis, sendo
AlCrN+y(Hélica),TiAlN(Futura Top) e AlCrN+x(Alcrona Pro), e o meio lubrorefrigerante em dois níveis, sendo úmido aplicado emulsão abundante e sem fluido e
o comprimento de avanço da broca em três níveis 10 mm, 20 mm e 30 mm.
As observações em um modelo fatorial podem ser apresentadas por um
modelo estatístico fundamentado por (MONTGOMERY e RUNGER, 2003). Neste
50
trabalho, como foram adotadas três variáveis de controle, o modelo estatístico é
denominado com três fatores de efeitos fixos e é representado no Anexo E.
Para o caso de ocorrer alguma fonte de variação entre as médias de seus
níveis, é necessário identificar quais níveis ou combinação de níveis são
estatisticamente diferentes. Neste caso foi utilizado o método estatístico de múltipla
comparação. O Anexo F apresenta detalhe sobre o método de comparação múltiplo.
51
CAPÍTULO 4
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES
A seguir serão apresentados os resultados e discussões dos experimentos de
furação. Serão apresentados a influência das variáveis de controle (fatores)
estudadas nas diversas variáveis de resposta estudadas. Através das ANOVAs,
gráficos e diagramas, análise metalográfica, neste capítulo será feita a discussão
dos resultados apresentados neste trabalho.
4.1.1 Resultado da Microestrutura dos corpos de prova.
Para analise da microestrutura da seção transversal, foram retiradas amostras
semicirculares dos corpos-de-prova da placa, permitindo avaliar constituintes do tipo
de grafita, e também, percentuais de grafita nodular e vermicular, o Anexo A
apresenta algumas formas de grafita presente no ferro fundido.
Pelo ataque químico com nital a 3% pôde-se estimar o percentual de perlita e
grafita no material. A Figura 4.1 ilustra as imagens obtidas do Microscópio Olympus
BX51 e o resultado da matriz perlita e ferrita são apresentados na Tabela 4.1.
Figura 4.1 - Micrografias do CGI (a) e (b) Grafitas vermicular e nodular sem ataque
(c) Grafitas de vermicular e nodular e a matriz perlítica e ferrita, ataque nital 3% com
objetiva 20x.
Tabela 4.1 - Característica metalografica do CGI.
Amostra
1
2
Matriz
86% Perlita
14% Ferrita
85% Perlita
15% Ferrita
Forma da Grafita
Nodularização
lll - VI
15%
lll - VI
13%
52
Algumas das propriedades mecânicas dos ferros fundidos estão ligadas a
característica metalografica do material, a forma da grafita em nódulos faz com que
o material apresente uma boa ductilidade em relação à grafita lamela que têm a
característica de melhor resistência mecânica. A caracterização da perlita é
importante, por ter influência significativamente na usinabilidade do material, a matriz
do material que apresenta perlita com maiores quantidade de cementita podem
dificultar o processo de usinagem.
4.1.2 Resultado da composição química do ferro fundido vermicular.
A composição química do ferro fundido vermicular, obtida através da análise
química por espectrometria ICP (Plasma) e combustão direta infravermelha, é
mostrada na Tabela 4.2. O Anexo B apresenta a análise química detalhada do
material estudado, fornecido pelo Laboratório do Senai de Itaúna/MG.
Tabela 4.2 - Composição química do Ferro Fundido Vermicular.
Elementos
Concentração %
Carbono ( C )
3,5
Enxofre ( S )
0,0145
Silício ( Si )
2,252
Manganês ( Mn )
0,62
Magnésio ( Mg )
0,012
Fósforo ( P )
0,083
Titânio ( Ti )
0,046
Os elementos químicos do ferro fundido vermicular (CGI) com relação ao
cinzento e nodular apresentam pouca diferença, o CGI é bem similar ao ferro fundido
cinzento e ao nodular diferenciado apenas pela forma da grafita e na composição do
Magnésio (Mg). A principal diferença na composição química está na quantidade de
magnésio (Mg). No ferro cinzento existe uma quantidade muito pequena, porém, no
ferro vermicular o elemento químico magnésio (Mg) apresenta uma faixa bastante
estreita ente 0,010% e 0,012%. Acima desta faixa o ferro deixa de ser vermicular e
perde suas características.
4.1.3 Resultado da medição da dureza dos corpos de prova
53
A Tabela 4.3, apresenta o resultado da dureza Rockwell B (HRB) dos corpos
de prova analisado, a dureza média foi de 94,4 Rockwell B, entretanto, através do
método estatístico Anova foi verificado se existe uma diferença significativa entre as
variâncias da dureza com um nível de significância de 95%, a Tabela 4.4 apresenta
o resultado da Anova de que não existe uma diferença significativa entre as
variâncias da dureza, portanto, estatísticamente a face do material utilizado
apresenta uma dureza média em toda sua área de 94,4 HRB.
Tabela 4.3 - Resultados de Dureza para o Ferro Fundido CGI
Medição de Dureza Rockwell B (HRB)
Núcleo
0
1
2
1
2
Média
Nº 1
94
92 89 96 96
93,4
2,65
Nº 2
95
94 96 95 95
95
0,63
Nº 3
95
94 93 96 94
94,4
1,02
94,4
1,02
Dureza Média
Desvio Padrão
Tabela 4.4 - Análise de Variância para a medição de dureza.
ANOVA
Fonte da variação
SQ
Gl
MQ
F
Entre grupos
6,17
2,00
3,08
0,67
Dentro dos grupos
41,50
9,00
4,61
Total
47,67
11,00
valor-P F crítico
0,54
4,26
4.1.4 Geometria das Brocas Helicoidais
As brocas utilizadas neste trabalho foram de mesma geometria, analisada pelo
projetor de perfil Digimess, modelo 400.400. Os resultados dos dados da geometria
das brocas são apresentado no ANEXO G e novamente através do método
estatístico
Anova
foi verificado se existe uma diferenção significativa entre as
variâncias para todas as especificações citadas no ANEXO G. Na Tabela 4.5
apresentam-se os resultados da Anova para o ângulo de ponta, verifica-se que não
existe uma diferença signnificativa entre os ângulos de ponta das brocas utilizadas e
54
esse método foi utilizado para verificar se existe diferença entre as variâncias da
outras especificações citadas, portanto, foi realizado os outros teste e verificou que
não existe diferença significativa entre as outras geometria da broca de metal duro.
Tabela 4.5 - Anova: Ângulo de ponta
RESUMO
Grupo
Contagem Soma
Média
Variância
Ângulo de ponta 1
Ângulo de ponta 2
4
4
572,58
572,95
143,15
143,24
0,29
0,11
Ângulo de ponta 3
4
570,69
142,67
0,33
Fonte da variação
Entre grupos
SQ
0,73
GL
2,00
MQ
0,37
F
1,52
Dentro dos grupos
2,18
9,00
0,24
ANOVA
valor-P F crítico
0,27
4,26
4.1.5 Medição do diâmetro interno do furo
A Figura 4.2 apresenta o gráfico das médias do diâmetro a uma velocidade de
corte de 90 m/min, nas condições de inicio, meio e fim do furo das brocas Futura
Top, Alcrona Pro e Hélica.
Figura 4.2 - Diâmetro médio a profundidade de 10, 20 e 30 mm dos furos usinado á
uma velocidade de 90 m/min.
Pode-se observar em geral que o diâmetro medido no inicio do furo foi maior na
entrada do furo, decrescendo até o final deste. Isso acontece devido às condições
instáveis da broca no momento da sua entrada, podendo ser explicado em função
55
dos pequenos desvios, oscilações, maior balanço por não se encontrar ainda
apoiada dentro do furo com um comprimento significativo.
4.1.6 Análise de Variância
Para a primeira etapa da pesquisa, adotou-se um planejamento fatorial,
conforme mostrado na Tabela 3.1 anterior, cujos resultados constantes são
mostrados na Tabela 4.6, e que permite afirmar com 95% de confiança que as
variáveis posições de avanço do furo (i), meio auxiliar de corte(j), revestimento (k),
assim como, as suas interações interferem no resultado da variável de resposta
momento torçor da broca.
O momento torçor se mostrou maior (10%) quando não utilizado meio auxiliar
de corte. Isto pode ser explicado pela redução da lubrificação entre cavaco e parede
do furo quando usinado sem fluido de corte.
4.1.7 Análise de Influência das variáveis para momento torçor.
Tabela 4.6 - Análise de Influência das variáveis para o momento torçor
GL
Média
F.calc.
F.Tab Decisão
Posição (i)
1,941
2
0,970
8,57
3,26
Sim
Fluido(j)
4,623
1
4,623
40,84
4,11
Revestimento(k)
0,492
2
0,246
2,17
3,26
Não
Posição x Fluido(ij)
0,822
2
0,411
3,63
3,26
Sim
Posição x Rev.(ik)
0,316
4
0,079
0,70
2,63
Fluido x Rev. (jk)
0,203
2
0,101
0,90
3,26
Não
Pos. x Fluido x Rev.
0,177
4
0,044
0,39
2,63
(ijk)
SSE
4,075
36
0,113
Total
12,647
53
S = 0,336474 R2= 67,78% R2(ajustado) = 52,57% int.= Interfere
%
15.3
36.5
6.4
O fato de se decidir pela influência das variáveis de controle no processo, não
é seguro optar por uma delas. Assim, fez-se a análise estatística de contraste para o
caso da variável percurso da broca (i) para depurar a análise dos resultados
apresentada na Tabela 4.7.
Pôde-se, portanto, concluir pela diferença do momento torçor no final do furo
comparada aos dois terços iniciais do avanço da broca, mostrando-se inclusive
maior (5%) o que justifica pelo atrito do maior fluxo de cavaco no canal da mesma.
56
4.1.8 Análise de contraste para o percurso da broca.
A análise de comparação múltipla (Contraste) foi realizada para verificar se
existe diferença significativa das médias do momento torçor para o percurso da
broca, através do teste verificou-se que existe uma diferença significativa entre as
profundidades de 20 e 30 mm, sendo que não existe diferença no momento na
profundidade de 10 e 20 mm. Este fato pode ser explicado da seguinte forma, à
medida que a broca ganha profundidade há um aumento do atrito entre a parede do
furo com a guia da broca, fazendo aumentar o momento torçor.
Tabela 4.7 - Análise de contraste para influência do percurso da broca(i)
Contraste
C
SQ
GL MQ
Fcalc. F Tab p-valor
Decisão
10mm x 20mm
2,65
0,195
1
0,20
1,72
4,11
0,20
Não
30mm x 20mm
5,54
0,853
1
0,85
7,53
4,11
0,01
Sim
4.1.9 Gráfico dos principais efeitos para o momento torçor.
No intuito de qualificar as discussões acima, pode-se comparar os resultados
do momento torçor aos efeitos das variáveis de influência (Figura 4.3). Neste caso
pode-se dizer que os revestimentos não apresentaram diferenças significativas com
relação ao atrito diferenciado de suas coberturas, apesar do gráfico apresentar
diferença entre as médias para cada broca, porém, estatisticamente com um nível de
significância de 95% não existe uma diferença no revestimento em relação ao
momento torço da broca helicoidal avaliada.
Figura 4.3 - Gráfico dos Principais efeito para o Momento Torçor.
57
4.1.1 Análises de influência para força de avanço.
Para a análise da força de avanço da broca os resultados estão mostrados na
Tabela 4.8, os quais mostram que apenas o meio auxiliar e o revestimento da broca
apresentaram diferenças significativas para a força de avanço da broca.
Acredita-se que o comprimento de avanço (i) da broca não tenha influência na
variação da força de avanço, visto que o comprimento de avanço é da ordem de
milímetros e o comprimento de corte de quilômetros. A força de avanço se mostrou
maior (24%) quando não utilizado meio auxiliar de corte e apenas (6%) quando
utilizada broca com cobertura Hélica. A Tabela 4.8 mostra a análise de influência
das variáveis lubro-refrigeração, posição do furo e revestimento na força de
avanço.Para o caso da força de avanço a discussão se torna mais complexa, pois o
ângulo de hélice tende a agir contra o avanço da broca, aliviando o esforço sobre o
dinamômetro kistler.
Tabela 4.8 - Análise de influência para a força de avanço.
Força de Avanço (N)
GL
Média
Fcalc.
Posição (i)
20078
2
10039
0,89
Fluido (j)
1881600 1 1881600 167,51
Revestimento(k)
227351 2 113675 10,12
Posição x Fluido(ij)
3801
2
1901
0,17
Posição x Rev.(ik)
3033
4
758
0,07
Fluido x Rev. (jk)
18230
2
9115
0,81
Pos. x Fluido x
2628
4
657
0,06
Rev. (ijk)
SSE
404375 36 11233
Total
2561097 53
S = 105,984
R2 = 84,21%
R2(ajustado) = 76,75%
4.1.2
F Tab
Decisão
3,3
4,1
3,3
3,3
2,6
3,3
Não
Sim
%
73
9
Não
2,6
Análise de contraste para influência do revestimento.
O efeito da broca Hélica se mostrou diferente das demais quando avaliada no
teste estatístico de contraste, conforme Tabela 4.9 e Figura 4.4. O Anexo C
apresenta a característica de cada cobertura das brocas utilizada neste trabalho.
Tabela 4.9 - Análise de contraste para influência da cobertura (k)
Contraste
C
MQ
GL Fcalc. FTab
P-valor
Decisão
F. Top x Al. Pro
860
20544
1
1,83
4,11
0,18
Não
Al. Pro x Hélica
1933 103791
1
9,24
4,11
0,00
Sim
58
Foi observado, para o início do furo, um nível maior de rugosidade quando não
utilizado meio auxiliar de corte independente do tipo de cobertura da broca utilizada.
Isto se explica pelo maior nível de esforços de corte, indiretamente apresentado pelo
momento torçor, com maior deflexão da broca nesta condição de corte.
Outra observação, diz respeito a rugosidade máxima (Rz) que apresentou
menor resíduo quando comparado a rugosidade média (Ra). Este fato pode ser
justificado pelo efeito de alisamento da aresta secundária e da guia da broca na
superfície do furo. A Tabela 4.10 apresenta a resposta em relação a influência da
lubro-refrigeração, revestimento e da posição do furo.
4.1.3 Gráfico dos principais efeito para a força de avanço.
Figura 4.4 - Gráfico dos principais efeitos para a Força de Avanço.
Tabela 4.10 - Resultado das interações (i),(j) e (k) sobre a rugosidade R(z) e R(a).
R (z)
F.Calculado
F. Tabelado 5%
R (a)
F.Calculado F. Tabelado 5%
F0i
486,047
3,259
F0i
1426,001
3,259
F0j
34,390
4,113
F0j
101,246
4,113
F0k
1,604
3,259
F0k
2,904
3,259
F0ij
34,390
3,259
F0ij
101,246
3,259
F0ik
1,604
2,634
F0ik
2,904
2,634
F0jk
1,941
3,259
F0jk
4,927
3,259
F0ijk
1,941
2,634
F0ijk
4,927
2,634
59
4.1.4 Análise de vida da ferramenta de corte para TiAlN
Dos resultados preliminares, optou-se por pesquisar a vida da broca designada
por Futura Top (TiAlN) que apresenta menor custo de aquisição, o Anexo D,
apresenta o custo para aplicação da cobertura nas brocas helicoidais. Usinou-se,
conforme previsto, em três níveis de velocidades, avaliando a progressão do
desgaste frontal versus comprimento de avanço da broca (lf). Os resultados
encontram-se na Figura 4.5.
Figura 4.5 - Curva de desgaste (VB) desgaste do VBmáx para a Broca TiAlN
Da Figura 4.5, obtém-se a construção da curva de vida da ferramenta (lf versus
vc ), como mostra a Figura 4.6, tendo como o critério de fim de vida da broca um VB
máx de 0,25 mm. Assim, pode-se obter os valores das constantes x e k para a
equação 4.1 de vida da ferramenta de corte, como sendo x = 2,52 e k = 336546.
(4.1)
Figura 4.6 - Critério de fim de vida da broca para um VB máx. de 0,25 mm
60
As análises de vida da ferramenta de corte no processo de usinagem do ferro
fundido vermicular têm suas complexidades devido a grande influência da sua
microestrutura. A ausência do elemento MnS2 (forma uma camada na superfície da
ferramenta de corte que atua como lubrificante) aumenta a dificuldade de usinagem
do material reduzindo a vida das ferramentas e a geração de carbonetos(elemento
que possue durezas maiores do que a dureza da ferramenta) que são oriundo do
processo de fabricação. O controle do processo de fabricação faz se necessário
para evitar o aumento destes carbonetos na microestrutura do ferro fundido
vermicular.
61
CAPÍTULO 5
5. CONCLUSÃO
Da análise dos resultados da furação do ferro Fundido vermicular com
velocidade de corte 90 m/min e avanço 0,26 mm/rot quando utilizada brocas de
metal duro em três níveis sendo T1 ( Futura Top ), T2 (Alcrona Pro) e T3 (Hélica) e
meio lubro-refrigerante em dois níveis seco e úmido a 10%, pode-se concluir que:
 O tipo de revestimento da ferramenta não comprometeu o momento torçor nas
condições dos ensaios;
 O momento torçor se mostrou maior no final do furo com destaque para o caso
em que não se utilizou meio lubro-refrigerante;
 Não existe interação entre o tipo de broca, o meio lubro-refrigerante e o
percurso da broca com relação à força de avanço monitorada;
 A força de avanço mostrou-se maior quando não utilizado meio lubrorefrigerante com destaque para o caso em que se utilizou broca tipo Hélica;
 O tipo de revestimento da ferramenta Futura Tope e Alcrona Pro não
apresentaou diferenças quanto à força de avanço monitorada;
 Independentemente da ferramenta a condição de furação sem fluido de corte
foi a que apresentou maior rugosidade média (Ra) e máxima (Rz) da
superfície do furo;
 Foi possível estimar a equação de vida da broca para um desgaste frontal VB
de 0,25 (mm) como sendo lf x vc2,52 = 336546 para o intervalo de
velocidade avaliada.T= K. vc -X
 Através dos testes realizados e das análises estatísticas pode-se concluir que
as brocas revestidas com TiAlN e AlCrN+y apresentaram menor esforço de
corte.
62
CAPÍTULO 6
6. SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS
Utilizar a técnica de quantidade mínima de lubro-refrigeração (MQL) para
comparar com os resultados obtidos nesta pesquisa, principalmente quando
utilizados lubrificantes ecologicamente corretos.
Analisar e avaliar a estrutura mecânica e técnica dos revestimentos utilizados
nas brocas helicoidais neste estudo.
63
REFERÊNCIAS
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Compacted Graphite Iron. Cirp Annals - Manufacturing Technology, Darmstadt,
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Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) – Departamento de Engenharia
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BAGCI, Eyup; OZCELIK, Babur. Influence of cutting parameters on drill bit
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25 May 2007.
BARBOSA,
Patrícia
Alves. FURAÇÃO
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AUSTEMPERADOS E NODULAR PERLÍTICO. 2009. 94 f. Dissertação (Mestrado.)
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Mecânica da Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia – MG, 2009.
BORBA, R. B. Estudo da Influência das Afiações em Brocas
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64
Dissertação (Mestrado)-Universidade Federal de São João del-Rei, São João delRei, 2013.
BORK, Carlos Alberto. Otimização de variáveis de processo para a
furação do aço inoxidavel austenitico DIN 1.4541. 1995. 127 f. Dissertação
(Mestrado em Engenharia Mecânica) – Departamento de Engenharia Mecânica,
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BORDIN, Fernando Moreira; NABINGER, Eduardo; ZEILMANN, Rodrigo
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70
Brasil. Anais VI COBEF. Caxias do Sul – Rs - Brasil: Associação Brasileira de
Engenharia e Ciências Mecânica, 2011. v. 01, p. 01 - 09.
71
ANEXO A - Classificação da Forma das Grafitas
72
ANEXO B - Composição química das amostras de CGI
73
74
ANEXO C - Propriedades dos Revestimentos.
Alcrona Pro
Futura Top
Helica
75
ANEXO D - Custos dos Revestimentos das Brocas
76
ANEXO E - Planejamento fatorial
O modelo estatístico empregado neste trabalho considera:
1, 2 e 3, representa os níveis de A (percurso da broca), portanto a=3
1 e 2, representa os níveis de B (lubro-refrigeração), portanto b=2
1,2 e 3, representa os níveis de C (tipo de revestimento), portanto c=3
1, ....,n representa as réplicas, portanto
3
Média Geral
é o efeito do fator A.
é o efeito do fator B.
é o efeito do fator C.
é o efeito da interação de A e B.
é o efeito da interação de A e C.
é o efeito da interação de B e C.
é o efeito da interação de A, B e C.
é o erro experimental
O teste de hipótese busca definir se as variáveis têm ou não influência e
também se sua interação afeta a variável de resposta.
(para pelo menos um )
(para pelo menos um )
(para pelo menos um )
(para pelo menos um )
(para pelo menos um
)
(para pelo menos um
)
(para pelo menos um
)
O somatório dos quadrados das diferenças é representado pelas expressões
a seguir:
77
Para análise estatística das hipóteses, tem-se que
é uma soma de
variáveis aleatórias normalmente distribuídas como chi-quadrado e respectivamente
com seus graus de liberdade. (NEVES, 2003).
Para compreensão a demonstração das equações define-se o grau de
liberdade do erro como:
Então teremos:
78
Para que a hipótese nula
(Calculado)<
seja verdadeira, devemos ter a seguinte situação:
(tabelado), ou seja não existe influência das variáveis ou
não existe interação entre as variáveis de influência
79
ANEXO F - Planejamento aleatorizado por nível
Planejamento Aleatorizado
onde:
é a média geral
é o parâmetro que define cada tratamento.
é um componente devido a erros aleatórios.
Análise de efeitos fixos
, onde: N =
Contraste é uma combinação linear dos totais
que permite a comparação
das médias dos tratamentos(NEVES, 2003).A soma dos quadrados para qualquer
contraste é dada por:
O teste de hipóteses busca definir se existe diferença entre as médias dos
tratamentos analisados.
O contraste é testado desta forma:
Para que a hipótese nula
(Calculado)<
seja verdadeira, devemos ter a seguinte situação:
(tabelado), ou não existe influência nas médias analisadas.
80
ANEXO G - Especificação da geometria das brocas
Item Especificações
Helica
1
Ângulo de Ponta
142,62
143,88
142,93
143,15
2
Simetria de Ponta
71,82
71,42
71,29
71,61
3
Comprimento do gume principal
4,77
4,82
4,75
4,83
4
Diâmetro da Broca
10
10
10,02
10,01
5
Ângulo da ponta-chanfro
45,3
45,4
45,2
45,1
Item Especificações
Alcrona Pro
1
Ângulo de Ponta
143,26
143,66
143,17
142,86
2
Simetria de Ponta
71,78
71,84
71,66
71,61
3
Comprimento do gume principal
4,86
4,8
4.85
4,8
4
Diâmetro da Broca
10,02
10,05
9,99
10
5
Ângulo da ponta-chanfro
44,9
45,1
45,08
45
Item Especificações
Futura Top
1
Ângulo de Ponta
143,47
142,66
142,13
142,43
2
Simetria de Ponta
71,71
71,21
71,12
71,33
3
Comprimento do gume principal
4,85
4,77
4,81
4,82
4
Diâmetro da Broca
10,02
9,98
10
9,98
5
Ângulo da ponta-chanfro
44,9
44,9
45
45,3