ELÇO DA SILVA AVALIAÇÃO DA USINABILIDADE DA LIGA DE FERRO FUNDIDO VERMICULAR CLASSE 350 PARA APLICAÇÃO EM CABEÇOTES DE MOTOR ATRAVÉS DE ENSAIOS DE

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ELÇO DA SILVA

AVALIAÇÃO DA USINABILIDADE DA LIGA DE FERRO FUNDIDO VERMICULAR CLASSE 350 PARA APLICAÇÃO EM

CABEÇOTES DE MOTOR ATRAVÉS DE ENSAIOS DE FRESAMENTO FRONTAL

Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado em Ciência e Engenharia de Materiais, da Universidade do Estado de Santa Catarina, como requisito parcial para a obtenção do grau de Mestre em Ciência e Engenharia de Materiais.

Orientador: Wilson Luiz Guesser.

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S586a Silva, Elço

Avaliação da usinabilidade da liga de ferro fundido vermicular classe 350 para aplicação em cabeçotes de motor através de ensaios de fresamento frontal / Elço da Silva. – 2014

152p. : il.; 21 cm

Orientador: Wilson Luiz Guesser

Bibliografia: p. 136-141

Dissertação (mestrado) – Universidade do Estado de Santa Catarina, Centro de Ciências Tecnológicas, Programa de pós-graduação em Ciências e Engenharia de Materiais, Joinville, 2014.

1.Ferro fundido vermicular. 2. Fresamento. 3. Desgaste de ferramenta. I. Guesser, Wilson Luiz. II. Universidade do Estado de Santa Catarina. Programa de pós-graduação em Ciências e Engenharia de Materiais. IV. Título.

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ELÇO DA SILVA

AVALIAÇÃO DA USINABILIDADE DA LIGA DE FERRO FUNDIDO VERMICULAR CLASSE 350 PARA APLICAÇÃO EM

CABEÇOTES DE MOTOR ATRAVÉS DE ENSAIOS DE FRESAMENTO FRONTAL

Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado em Ciência e Engenharia de Materiais, da Universidade do Estado de Santa Catarina, como requisito parcial para a obtenção do grau de Mestre em Ciência e Engenharia de Materiais.

Banca Examinadora

Orientador: _______________________________________ (Dr. Wilson Luiz Guesser)

CCT/UDESC

Membros: _______________________________________ (Dr. Julio Cesar Giubilei Milan)

CCT/UDESC

_______________________________________ (Dr. Lourival Boehs)

DEM/UFSC

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AGRADECIMENTOS

À Deus, pela minha saúde e minha fé pela busca do conhecimento e realização dos meus sonhos.

À minha família, que de uma forma ou de outra esteve sempre ao meu lado, motivando e incentivando. Especialmente a minha esposa, Beatriz, pelo carinho, amor e compreensão. À minha mãe, Lurdes, que é minha fonte de paciência e esperança. E ao meu Pai, Pedro, um exemplo de pai e amigo, que sempre me apoiou e me direcionou para o caminho correto da vida.

Ao Professor Dr. Wilson Luiz Guesser, pelas orientações e todo suporte para o desenvolvimento e realização do meu trabalho.

À Universidade do Estado de Santa Catarina – UDESC e ao programa de Pós-graduação em Ciência e Engenharia de Materiais – PGCEM pela oportunidade de realização do meu trabalho.

À Empresa Tupy S.A pelo fornecimento dos corpos de prova, equipamentos e ferramentas para realização dos ensaios.

Ao Sr. Cássio L. F. de Andrade pelo incentivo e todo suporte para realização dos testes na Área da Usinagem da Tupy S.A.

Ao Engenheiro Carlos S. Cabezas pelo apoio e pela ajuda na confecção dos corpos de prova na área da fundição da Tupy S.A.

Ao Engenheiro Ercio M. Junior pelo suporte e troca de conhecimentos sobre os materiais estudados no presente trabalho.

Ao amigo e Técnico da Qualidade Moacir J. Bento que incondicionalmente não mediu esforços para orientação nas análises das amostras no Laboratório de Ensaios Mecânicos da Tupy S.A.

Aos senhores Jaimison da Cunha e Giancarlos Willemann por todo o suporte e orientações sobre as ferramentas utilizadas nos ensaios. Aos Técnicos de Fabricação Sidnei R. Piovesan, Antônio F. Pacifico, Juliano B. Tolomeotti e Cristiano Pavesi pelas orientações e treinamento para a operação do Centro de Usinagem utilizado para realização dos testes, bem como a elaboração do programa CNC da máquina.

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"Não há nada mais insano do que fazer as coisas sempre da mesma maneira e esperar que os resultados sejam diferentes".

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RESUMO

Atualmente trabalha-se muito na melhoria da resistência mecânica dos materiais utilizados na confecção de peças automotivas. E está sendo um desafio para a usinagem realizar seu processo nesses materiais, devido ao alto tempo de usinagem e alto custo com ferramentas de corte. Esta foi uma dificuldade inicial no desenvolvimento de blocos de motor em ferro fundido vermicular, e que motivou uma série de estudos. O objetivo deste trabalho é avaliar a usinabilidade do ferro fundido vermicular classe 350 comparando com o vermicular classe 400 e 450 e o cinzento classe 300. O ferro fundido vermicular classe 350 está sendo estudado para aplicação em cabeçotes de motores. Na usinagem de um cabeçote de motor o processo de fresamento é um dos principais aplicados a esta peça, foi escolhido este processo para realizar a avaliação da usinabilidade nestes materiais. Para a realização dos testes foram utilizados dois tipos de insertos para a ferramenta (fresa), o inserto de metal duro (MD) e o inserto de nitreto cúbico de Boro (CBN). Adotaram-se duas condições de cortes diferentes para o inserto de MD, com o intuito de avaliar o comportamento da usinabilidade com o aumento da velocidade de corte (Vc) e uma condição de corte para o

inserto de CBN. Os testes de usinabilidade foram realizados de três formas: avaliação do desgaste de flanco máximo (VBmáx.) do inserto, a

potência consumida de corte pelos eixos da máquina durante a usinagem e a avaliação do acabamento da superfície usinada (rugosidade) do corpo de prova. Os resultados mostram que com o aumento da velocidade de corte para ambos os materiais em estudo, há um aumento do desgaste da ferramenta, e que as ligas em ferro fundido vermicular foram as que apresentaram pior usinabilidade quando comparado com o ferro fundido cinzento. Observa-se também que com o aumento de ferrita na matriz das ligas em vermicular ocorreu um maior desgaste da ferramenta. O ferro fundido vermicular classe 450 foi o que causou a maior potência consumida de corte durante a usinagem, sendo esta liga a que possui o maior limite de resistência e a maior dureza entre os materiais estudados. Com relação ao acabamento da superfície usinada, o ferro fundido vermicular classe 450 foi também o que obteve o melhor resultado, tanto na avaliação de início de vida do inserto quanto no fim de vida para ambos os ensaios realizados.

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ABSTRACT

On the present days much effort has been given in the improvement of the strength of materials used in the automotive industry. And it is a great challenge to machine these materials due to the high machining time cycles and tools. This motivated several studies mainly for the Compacted Graphite Iron. The objective of this work is to evaluate the machinability of compacted graphite iron class 350 compared to compacted graphite iron class 400 and 450 and the grey iron class 300. The CGI 350 is object of study to be applied in cylinder heads. In the machinability of a cylinder head, one of the most important process is milling, which was chosen to evaluate these materials. To perform the tests two types of tools (inserts) were used: carbide and CBN. There were used two cutting speeds (Vc) for the carbide tools and one for the

CBN. The machinability criteria used were: maximum tool wear (VBmax), edge wear, the power consumed by the machine tool and the

roughness of the surface. The result show that, with the increase of the cutting speed, there is higher tool wear. Also the compacted graphite iron presented lower machinability compared to the grey iron. It is also noted that, with higher percentage of ferrite in compacted graphite iron, there is a higher tool wear. The compacted graphite iron class 450 presented the higher power consumption during milling. This alloy has the greatest strength and hardness among the materials studied. Regarding the surface finish of the materials, the compacted graphite iron class 450 presented the best results evaluated in the beginning and at the end of tool lives for both cutting speeds.

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LISTA DE ILUSTRAÇÕES

Figura 1 - Morfologia típica da grafita nodular, vermicular e lamelar. ... 20

Figura 2 - Diagrama esquemático da cunha de corte. ... 25

Figura 3 - Fontes de calor na formação do cavaco ... 26

Figura 4 - Diferença na formação do cavaco no ferro fundido cinzento, vermicular e no nodular... 27

Figura 5 - Usinagem da peça no processo de fresamento frontal. ... 29

Figura 6 - Fresa frontal para seis insertos. ... 30

Figura 7 - Fresa frontal para dez insertos. ... 30

Figura 8 - Parâmetros que descrevem o movimento da ferramenta. ... 31

Figura 9 - Avanço por dente por revolução. ... 32

Figura 10 - Principais mecanismos causadores de desgaste em ferramentas de corte. ... 33

Figura 11 - Sulcos característicos da região desgastada por abrasão em ferramentas de corte. ... 35

Figura 12 - Fotografias das três formas de desgaste. ... 36

Figura 13 - Tipos de desgaste e avarias. ... 37

Figura 14 - Principais parâmetros utilizados para quantificar os três tipos de desgaste. ... 39

Figura 15 - Comportamento do desgaste de uma ferramenta de corte com o tempo de Corte. ... 40

Figura 16 - Influência da forma da grafita na vida da ferramenta de PCBN. ... 42

Figura 17 - Influência do aumento percentual de perlita na matriz metálica nas propriedades do ferro fundido vermicular com 0-10% de nodularidade. ... 44

Figura 18 - Redução da vida da ferramenta com o aumento da quantidade de cementita na fase de perlita no ferro fundido cinzento. ... 45

Figura 19 - Resultado de usinabilidade variando os tempos de desmoldagem das ligas de vermicular. ... 46

Figura 20 - Efeito da adição de titânio na vida da ferramenta de metal duro em torneamento (CGI perlítico). ... 49

Figura 21 - Vida da ferramenta versus condições de usinagem para diferentes ligas (L1 = 0,007%Ti e L2/L3 = 0,03%Ti). ... 49

Figura 22 - Vida da ferramenta em função do percentual de enxofre para VB = 0,3 mm. ... 51

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Figura 24 - Comparação da usinabilidade de todos os materiais testados,

segundo o critério de fim de vida VBmax = 0,4 mm. ... 56

Figura 25 - Comparativo da usinabilidade entre as ligas VER-1, VER-2 e VER-3, com inserto de metal duro (MD). ... 57

Figura 26 - Comprimento do desgaste de flanco médio para os três materiais nas três velocidades de corte utilizadas. ... 58

Figura 27 - Vida da ferramenta no torneamento (ap=0,15mm – CBN e Cerâmica / 0,2mm - metal duro; fz=0,3mm, sem refrigeração). ... 59

Figura 28 - Vida da ferramenta no fresamento (ap=2mm, fz=0,15mm, sem refrigeração). ... 60

Figura 29 - O efeito da quantidade de perlita na vida da ferramenta no fresamento e torneamento com inserto de metal duro. ... 61

Figura 30 - O efeito da quantidade de perlita na vida da ferramenta no fresamento e torneamento com inserto de CBN. ... 61

Figura 31 - Desenho do corpo de prova para ensaios de usinabilidade por fresamento... 63

Figura 32 - Corpo de prova bruto ... 63

Figura 33 - Fresamento frontal simétrico ... 64

Figura 34 - Regiões que foram retiradas as amostras para análise. ... 65

Figura 35 - Região do corpo de prova seccionado para análise de resistência mecânica. ... 67

Figura 36 - Corpos de prova pré-usinados. ... 68

Figura 37 - Fresa utilizada nos ensaios. ... 69

Figura 38 - Insertos utilizados nos ensaios. Da esquerda: metal duro, da direita: CBN300. ... 69

Figura 39 - Recomendações para os dados de corte em ferro fundido cinzento. ... 70

Figura 40 - Recomendações para os dados de corte em ferro fundido. ... 71

Figura 41 - Centro de Usinagem Mazak. ... 72

Figura 42 - Sistema de fixação. ... 73

Figura 43 - Sistema para verificação e medição do desgaste do inserto. 73 Figura 44 - Gráfico que apresenta os valores de potência consumida. ... 74

Figura 45 - Rugosímetro utilizado ... 75

Figura 46 - Região de medição de rugosidade. ... 76

Figura 47 - Micrografias do ferro fundido cinzento classe 300. ... 80

Figura 48 - Micrografias do ferro fundido vermicular classe 450. ... 81

Figura 49 - Micrografias do ferro fundido vermicular classe 400. ... 81

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Figura 51 - Micrografia do ferro fundido cinzento classe 300 (ampliação

500x). ... 83

Figura 52 - Micrografia do ferro fundido vermicular classe 450 (ampliação 500x)... 83

Figura 53 - Micrografia de ferro fundido vermicular classe 400 (ampliação 500x)... 84

Figura 54 - Micrografia do ferro fundido vermicular classe 350 (ampliação 500x)... 84

Figura 55 - Revelação dos carbonetos no ferro fundido cinzento classe 300 (ataque de Behara). ... 85

Figura 56 - Revelação dos carbonetos no ferro fundido vermicular classe 450 (ataque de Behara). ... 85

Figura 57 - Revelação dos carbonetos no ferro fundido vermicular classe 400 (ataque de Behara). ... 86

Figura 58 - Ferro fundido vermicular classe 350 (ataque de Behara). .... 87

Figura 59 - Curvas de desgaste para os insertos de Metal Duro ... 89

Figura 60 - Curvas de desgaste para os insertos de Metal Duro ... 90

Figura 61 - Curvas de desgaste para os insertos de Metal Duro. ... 92

Figura 62 - Curvas de desgaste para o inserto de CBN ... 93

Figura 63 - Curvas de desgaste para o Inserto de MD. ... 93

Figura 64 - Curvas de desgaste para o Inserto de CBN. ... 94

Figura 65 - Micrografias das arestas de corte utilizadas no primeiro ensaio em cada condição de corte, obtida por microscópio ótico (aumento de 20x). ... 97

Figura 66 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FC 300 com velocidade de corte de 250m/mim. ... 98

Figura 67 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FV 450 com velocidade de corte de 250m/mim. ... 99

Figura 68 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FV 400 com velocidade de corte 250m/mim. ... 100

Figura 69 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FV 350 com velocidade de corte 250m/mim. ... 101

Figura 70 - Elementos Químicos presentes na região 1 da figura do inserto de metal duro utilizado para o FC 300 com velocidade de corte de 250m/mim. ... 102

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Figura 72 - Elementos Químicos presentes na região 3 da figura do inserto de metal duro utilizado para o FV 400 com velocidade de corte de 250m/mim. ... 103 Figura 73 - Elementos Químicos presentes na região 4 da figura do

inserto de metal duro utilizado para o FV 350 com velocidade de corte de 250m/mim. ... 104 Figura 74 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FC 300 com

velocidade de corte 380m/mim. ... 106 Figura 75 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FV 450 com

velocidade de corte 380m/mim. ... 107 Figura 76 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FV 400 com

velocidade de corte 380m/mim. ... 108 Figura 77 - Aresta de corte do Inserto de MD utilizado no FV 350 com

velocidade de corte 380m/mim. ... 109 Figura 78 - Elementos Químicos presentes na região 1 do inserto de metal

duro utilizado para o FC 300 com velocidade de corte

380m/mim. ... 110 Figura 79 - Elementos Químicos presentes na região 2 do inserto de metal

duro utilizado para o FV 450 com velocidade de corte

380m/mim. ... 110 Figura 80- Elementos Químicos presentes na região 3 do inserto de metal

duro utilizado para o FV 400 com velocidade de corte

380m/mim. ... 111 Figura 81 - Elementos Químicos presentes na região 4 do inserto de metal

duro utilizado para o FV 350 com velocidade de corte

380m/mim. ... 111 Figura 82 - Aresta de corte do Inserto de CBN utilizado no FC 300 com

velocidade de corte 1600m/mim. ... 112 Figura 83 - Aresta de corte do Inserto de CBN utilizado no FV 450 com

velocidade de corte 1600m/mim. ... 113 Figura 84 - Aresta de corte do Inserto de CBN utilizado no FV 400 com

velocidade de corte 1600m/mim. ... 114 Figura 85 - Aresta de corte do Inserto de CBN utilizado no FV 350 com

velocidade de corte 1600m/mim. ... 115 Figura 86 - Elementos Químicos presentes na região 1 do inserto de CBN

utilizado para o FC 300 com velocidade de corte 1600m/mim. ... 117 Figura 87 - Elementos Químicos presentes na região 2 do inserto de CBN

utilizado para o FV 450 com velocidade de corte

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Figura 88 - Elementos Químicos presentes na região 3 do inserto de CBN utilizado para o FV 400 com velocidade de corte

1600m/mim. ... 118

Figura 89 - Elementos Químicos presentes na região 4 do inserto de CBN utilizado para o FV 350 com velocidade de corte 1600m/mim. ... 118

Figura 90 - Superfície usinada do FC 300 (ampliação de 700x). ... 120

Figura 91 - Elementos Químicos presentes na região 1 do FC 300. ... 121

Figura 92 - Superfície usinada do FV 450 (ampliação de 700x). ... 121

Figura 93 - Elementos Químicos presentes na região 1 do FV 450. ... 122

Figura 94 - Superfície usinada do FV 400 (ampliação de 700x). ... 122

Figura 95 - Elementos Químicos presentes na região 1 do FV 400. ... 123

Figura 96 - Superfície usinada do FV 350 (ampliação de 700x). ... 123

Figura 97 - Elementos Químicos presentes na região 1 do FV 350. ... 124

Figura 98 - Potência consumida durante a usinagem pelo eixo Y, com ferramenta de metal duro (Vc 250m/mim e 380m/min) e CBN (Vc 1600m/min). ... 126

Figura 99 - Potência consumida durante a usinagem, pelo eixo Z, com ferramenta de metal duro (Vc 250m/mim e 380m/min) e CBN (Vc 1600m/min). ... 127

Figura 100 - Rugosidade (Ra) da superfície usinada, com ferramenta de metal duro (Vc 250m/mim e 380m/min) e CBN (Vc 1600m/min). ... 129

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LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Propriedades mecânicas e físicas dos ferros fundidos cinzento,

vermicular e nodular. ... 22

Tabela 2 - Influência da Nodularização nas propriedades físicas e mecânicas do ferro fundido vermicular. ... 22

Tabela 3 - Condutividade Térmica da Grafita Ferrita e Perlita nos Ferros Fundidos... 23

Tabela 4 - Percentual de Cobre em cada material estudado. ... 65

Tabela 5 - Parâmetros de corte e tipos de insertos. ... 77

Tabela 6 - Parâmetros de corte determinados para a realização dos ensaios finais... 77

Tabela 7 - Quantidades de ensaios para os testes de usinabilidade. ... 78

Tabela 8 - Análise Microestrutural... 87

Tabela 9 - Resultados da Dureza da Superfície. ... 88

Tabela 10 - Resultados da Dureza do Núcleo. ... 88

Tabela 11 - Resultados da Microdureza. ... 88

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SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ... 17

2 REVISÃO DA LITERATURA ... 20

2.1 FERRO FUNDIDO VERMICULAR ... 20

2.2 PROCESSO DE FORMAÇÃO DE CAVACO ... 24

2.3 PROCESSO DE FRESAMENTO ... 27

2.3.1 Ferramentas de Fresar ... 29

2.3.2 Parâmetros de Corte ... 30

2.4 MECANISMOS DE DESGASTE EM FERRAMENTAS DE CORTE ... 33

2.5 FORMAS DE DESGASTE E AVARIAS EM FERRAMENTAS DE CORTE ... 35

2.6 CRITÉRIOS DE USINABILIDADE ... 38

2.7 FATORES INFLUENTES NA USINABILIDADE ... 41

2.8 USINABILIDADE DO FERRO FUNDIDO VERMICULAR ... 51

3 PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL ... 62

3.1 VARIÁVEIS ESTUDADAS ... 62

3.2 DETALHES EXPERIMENTAIS ... 62

3.2.1 Corpos de Prova ... 62

3.2.2 Materiais Utilizados ... 64

3.2.2.1 Composição Química... 64

3.2.2.2 Análise Microestrutural ... 65

3.2.2.3 Determinação da Dureza do Material ... 66

3.2.2.4 Resistência Mecânica ... 66

3.2.3 Preparação dos Corpos de Prova ... 67

3.2.4 Ferramentas Utilizadas ... 68

3.2.5 Critério de Fim de Vida ... 71

3.2.6 Máquina Utilizada ... 71

3.2.7 Sistema de fixação ... 72

3.3 MEDIÇÃO DO DESGASTE DA FERRAMENTA ... 73

3.4 MEDIÇÃO DE POTÊNCIA CONSUMIDA DE CORTE ... 74

3.5 MEDIÇÃO DO ACABAMENTO DA SUPERFÍCIE USINADA ... 74

3.6 ENSAIOS PRELIMINARES E DEFINIÇÃO DA METODOLOGIA DOS ENSAIOS DE USINAGEM .... 76

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4.1 CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS EM ESTUDO

... 80

4.2 ENSAIOS DE VIDA DA FERRAMENTA ... 89

4.3 MECANISMOS DE DESGASTE DAS FERRAMENTAS ... 96

4.4 POTÊNCIA DE CORTE CONSUMIDA ... 124

4.5 RUGOSIDADE ... 128

5 CONCLUSÕES ... 133

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS .... 135

REFERÊNCIAS ... 136

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1 INTRODUÇÃO

Na busca para fabricação de motores a diesel que desenvolvam maiores potências, que desempenham melhores rendimentos e com menor impacto ambiental, se estudam novos materiais para aplicação nos componentes que fazem parte do motor, como é o caso do bloco e o cabeçote do motor.

Com a fabricação de blocos de motores utilizando o ferro fundido vermicular (CGI) alcançou-se maiores potências e consequentemente maiores taxas de compressão nestes motores. Isto é devido ao fato que o ferro fundido vermicular apresenta propriedades mecânicas superiores e também características de amortecimento e condutividade térmicas similares quando comparadas ao ferro fundido cinzento. O ferro fundido cinzento é um material muito utilizado na confecção de blocos e cabeçotes de motores. Porém, com o aumento nas taxas de compressão o cabeçote de motor pode sofrer trincas e deformações, motivos pelos quais também devem ser confeccionados com materiais com propriedades mecânicas superiores. Com base nesta diretriz, o intuito deste trabalho foi a avaliação da usinabilidade do ferro fundido vermicular classe 350 para aplicação em cabeçote de motor. Como a usinabilidade do ferro fundido vermicular é inferior quando comparado ao ferro fundido cinzento levando a um maior desgaste da ferramenta de corte, faz-se necessário um intenso trabalho de pesquisa para a melhoria dessas ligas e dos processos de usinagem (NAVES, 2009).

O objetivo deste trabalho é avaliar a usinabilidade do ferro fundido vermicular classe 350 em comparação ao vermicular classe 400 e classe 450 e o cinzento classe 300. A usinabilidade foi avaliada através do desgaste de flanco da aresta de corte, da potência consumida de corte durante a usinagem em uma determinada condição de corte e do acabamento da superfície usinada medida durante o período de vida da ferramenta. Para os ensaios foram utilizados dois tipos de insertos na ferramenta (fresa). Um inserto de metal duro (MD) e o outro de CBN (Nitreto Cúbico de Boro), variando as velocidades de corte (Vc) e mantendo constante o avanço por dente (fz) e a profundidade de corte

(ap). O processo de usinagem adotado neste trabalho foi o fresamento

frontal a seco (sem refrigeração).

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progressivamente no que diz respeito a soluções de baixo custo, assim, o desenvolvimento de novos materiais representa uma tecnologia-chave para a engenharia automotiva competitiva (MOHRDIECK, BAUR e DAIMLERCHRYSLER, 2003).

Na utilização do CGI para fabricação de blocos e cabeçotes de motores há uma redução das dimensões do motor e consequentemente a redução do peso do motor, pois o ferro fundido vermicular possibilita a confecção das paredes da peça com espessuras menores devido a suas melhores características de resistência mecânica. Com esta redução de peso e das dimensões dos motores há diminuição dos impactos ambientais como: a redução da emissão de gases devido à combustão mais eficiente e a redução de ruídos devido a menores dimensões da região em contato entre as peças do sistema mecânico.

Os ferros fundidos vermiculares apresentam, de uma maneira geral, propriedades intermediárias entre os cinzentos e os nodulares, e assim também se verifica com relação à usinabilidade. Como a principal aplicação atual dos ferros fundidos vermiculares é em blocos de motor, as tentativas iniciais foram de usinar estas peças em vermiculares nas mesmas linhas de usinagem que operam com ferro fundido cinzento, verificando diferenças consideráveis, principalmente nas operações de usinagem dos cilindros (mandrilamento e acabamento) (GUESSER, 2009).

O principal obstáculo para a introdução de CGI em volume de produção é que a sua usinagem é distintamente mais difícil do que o ferro fundido cinzento. A vida da ferramenta em alta velocidade de corte é reduzida em cerca de 50% para o fresamento, no torneamento (corte contínuo) há uma redução ainda maior. Uma diferença essencial do corte contínuo é que as temperaturas das ferramentas são consideravelmente mais elevadas, do que no corte interrompido (REUTER et al, 1999).

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materiais de ferramentas, a melhoria das técnicas de usinagem, e a melhoria do CGI em si (DAWSON, 1999).

O presente trabalho apresenta no Capítulo II, uma revisão da literatura, compreendendo as informações sobre: o ferro fundido vermicular, que foi o primeiro assunto a ser abordado no trabalho no intuito de um melhor entendimento do material estudado; o processo de fresamento; os mecanismos de desgaste em ferramentas de corte e os critérios de usinabilidade. Finalizando este capítulo estão apresentados os dados da usinabilidade do ferro fundido vermicular.

O Capítulo III contempla os procedimentos e a metodologia aplicada para realização deste trabalho. Iniciando com a descrição das informações detalhadas sobre os materiais utilizados assim como o critério de fim de vida da ferramenta. Na sequência está apresentada como foi realizada a medição do desgaste de flanco do inserto e por fim, a metodologia dos ensaios de usinagem contendo as informações realizadas no pré-teste.

No próximo capítulo, o capítulo IV, são mostrados os resultados e as discussões pertinentes aos ensaios realizados.

No capítulo V e VI, as conclusões e as sugestões sobre trabalhos futuros estão apresentadas.

E por fim, estão apresentadas as referências bibliográficas utilizadas no trabalho e os anexos.

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2 REVISÃO DA LITERATURA

2.1 FERRO FUNDIDO VERMICULAR

Os ferros fundidos vermiculares (CGI) representam a mais nova família dos ferros fundidos. A grafita apresenta-se predominante em forma de “vermes” (ou compacta) podendo a matriz ser ferrítica, perlítica ou combinações destes microconstituintes. (GUESSER, 2009).

O ferro fundido vermicular nos últimos anos vem sendo matéria prima na fabricação de protótipos e blocos de motores. Recentemente, o CGI tem sido usado na fabricação de motores a diesel substituindo o ferro fundido cinzento que até então era tradicionalmente utilizado (ALVES et al, 2007).

A resistência mecânica dos ferros fundidos vermiculares, similarmente aos outros ferros fundidos, depende da matriz e da grafita. O efeito da grafita, no caso dos vermiculares, é complicado pelo fato desse material conter sempre uma quantidade de grafita nodular junto com a grafita vermicular. A limitação da percentagem de nódulos é devido à diminuição da usinabilidade, aumento da tendência a rechupes e diminuição do amortecimento de vibrações causado pelo aumento do percentual de nódulos (GUESSER, 2009).

Na figura 1 pode ser verificado o tipo da morfologia das grafitas entre os ferros fundidos nodular, cinzento e vermicular.

Figura 1 - Morfologia típica da grafita nodular, vermicular e lamelar.

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No Ferro fundido cinzento, as pontas agudas que existem nas lamelas de grafita, reduzem a resistência total da matriz e a sua superfície lisa é pouco aderente a matriz, o que, facilita o rompimento da grafita. Juntos, estes fatores prejudicam a resistência mecânica do ferro fundido cinzento. O CGI, em compensação, não sofre o rompimento da grafita e não possui tensões nas suas extremidades por elas serem arredondadas. Assim, o CGI tem características de resistência mecânica substancialmente melhor, do que o ferro cinzento (DAWSON, 1994).

O crescimento da grafita e o comportamento de difusão de carbono durante a solidificação do CGI favorece a formação de matriz ferrítica em vez de perlítica. Portanto, estabilizadores perlíticos como cobre e estanho devem ser adicionados para assegurar uma matriz predominantemente perlítica. Fazendo uma comparação do CGI com o ferro fundido cinzento quando avaliado as quantidades iguais de perlita, o ferro fundido vermicular resulta em uma dureza 10 a 15% superior. A diminuição da dureza entre CGI e ferro fundido cinzento é devido à complexa morfologia da grafita compacta que impede deslizamento e fraturas na matriz na interface grafita/matriz (SHAO, DAWSON e LAEMPIC,1997).

As excelentes propriedades mecânicas do CGI (aumento de 90% na resistência a tração e a fadiga e 35% no módulo de elasticidade em relação ao ferro fundido cinzento convencional) resulta numa performance operacional melhor e uma redução de peso enquanto mantém todos os benefícios ambientais e de reciclabilidade do ferro fundido cinzento (DAWSON, 1994).

As principais propriedades e características que diferenciam o ferro fundido cinzento, ferro fundido vermicular e ferro fundido nodular podem ser vistas na Tabela 1.

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Tabela 1 - Propriedades mecânicas e físicas dos ferros fundidos cinzento, vermicular e nodular.

Fonte: DAWSON et al, 2001(modificado por Elço, 2014).

O controle da microestrutura dentro de uma nodularidade de no máximo 20% é muito importante na produção de blocos e cabeçotes de motores, além do controle que a microestrutura não contenha qualquer grafite lamelar. A presença de uma pequena quantidade de grafita lamelar influencia em uma diminuição de 20-30 % na resistência mecânica (GUESSER, SCHROEDER e DAWSON, 2001).

Na Tabela 2 pode-se avaliar a influência da nodularização da grafita nas propriedades mecânicas e físicas do ferro fundido vermicular.

Tabela 2 - Influência da Nodularização nas propriedades físicas e mecânicas do ferro fundido vermicular.

Fonte: SINTER CAST, 2001.

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Como pode ser analisado na tabela 3, a condutividade térmica da grafita em ferros fundidos é de três a cinco vezes maior do que a ferrita ou perlita. Portanto, é evidente que a quantidade e forma da grafita são fatores importantes para a condutividade térmica do ferro fundido (SHAO, DAWSON e LAEMPIC,1997, p 17).

Tabela 3 - Condutividade Térmica da Grafita Ferrita e Perlita nos Ferros Fundidos.

Fonte: SHAO, DAWSON e LAEMPIC,1997(modificado por Elço, 2014).

No CGI as mudanças de composição dentro da faixa de produção normal de 3,5-3,8% de carbono só pode influenciar a condutividade térmica, por um máximo de 10%. Enquanto, a microestrutura de CGI tem pouca influência para o aumento na condutividade térmica, o aumento da nodularidade 10-30% causa redução adicional de 10% na condutividade térmica do CGI em relação ao ferro cinzento. Portanto, é mais significativo para as especificações CGI focar em evitar alta nodularidade (assim, nas perdas de condutividade) em vez de tentar identificar oportunidade para aumento na condutividade (SHAO, DAWSON e LAEMPIC,1997).

O controle do processo de produção de peças de ferro fundido vermicular é muito importante já que as diferentes morfologias da grafita que podem surgir na liga determinam suas propriedades e usinabilidade, principalmente na usinagem de blocos de motor e cabeçotes (VIANA, 2009).

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A resistência ao desgaste do material fornece a possibilidade de montar as válvulas diretamente no cabeçote de motor sem a necessidade de inserir guias para as válvulas. Os cabeçotes e blocos em GCI representam a construção definitiva para um motor de combustão interna com um aumento de potência combinado com redução consumo específico de combustível, devido ao conceito adiabático do motor (BEZEIJ, BRÜHL, 1999).

2.2 PROCESSO DE FORMAÇÃO DE CAVACO

O mecanismo de formação de cavaco é um processo cíclico com cada ciclo dividido em quatro etapas:

1º Recalque (deformação elástica) 2 º Deformação plástica

3 º Ruptura

4 º Movimento sobre a superfície de saída da ferramenta.

Cada volume de material que passar por um ciclo formará uma lamela de cavaco.

O mecanismo de formação do cavaco pode ser explicado, considerando o volume de metal “klmn”, (figura 2) se movendo em direção à cunha cortante. A ação da ferramenta recalca o volume “klmn” e o metal começa a sofrer deformações elásticas. Com o prosseguimento do processo, o limite de escoamento é vencido e o material passa a se deformar plasticamente. Deformações plásticas continuam acontecendo até que as tensões ultrapassam o limite de resistência do material, promovendo assim a ruptura e consequentemente início de abertura de trincas no ponto “O” que pode se estender até o ponto “D”. A zona de cisalhamento primária é definida pelo plano “OD”. Após o volume “klmn” passar pela zona de cisalhamento primário já deformado plasticamente, este passa para um novo formato “pqrs” e se movimenta sobre a superfície de saída da ferramenta, definindo-se a região da zona de cisalhamento secundária, representada pelo plano “OB” (SCHROETER e WEINGAERTNER, 2002).

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Na usinagem dos metais pelo menos três condições de interface cavaco-ferramenta podem ser encontradas:

1: Aderência do material da peça na ferramenta + escorregamento do material (cavaco);

2: Escorregamento do material (cavaco);

3: Aresta postiça de corte (aderência do material da peça na ferramenta).

Figura 2 - Diagrama esquemático da cunha de corte.

Fonte: TRENT, 1991.

A presença de aresta postiça de corte vai alterar completamente a geometria da cunha cortante, com efeitos em todo processo de usinagem (força, temperatura, desgaste das ferramentas e acabamento superficial) (MACHADO e SILVA, 2004).

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cavaco desliza sobre a superfície de saída da ferramenta, e ocorre devido ao atrito na interface ferramenta-cavaco. Na terceira fonte indicada como zona B ocorre o atrito entre a ferramenta e a superfície usinada da peça. Esta fonte afeta parte da superfície de incidência da ferramenta e toda a superfície usinada da peça (SCHROETER e WEINGAERTNER, 2002).

Figura 3- Fontes de calor na formação do cavaco

Fonte: SCHROETER e WEINGAERTNER, 2002.

Reuter et al (1999) realizaram testes de usinagem com parada instantânea no intuito de analisar a raiz do cavaco no momento de sua remoção, de ferros fundidos. Na Figura 3, tem-se a comparação entre o ferro fundido cinzento, o vermicular e o nodular.

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Tanto o ferro fundido vermicular como o nodular, a ferramenta tem um comportamento de desgaste semelhante, indicando que o nodular é igual ou até mais difícil de usinar do que o vermicular. O ponto comum entre esses tipos de ferro fundido é sua maior ductilidade em comparação com o cinzento. Além do mais o vermicular possui um alongamento maior do que o cinzento, o que se torna uma diferença significativa (DORÉ, 2007).

Figura 4- Diferença na formação do cavaco no ferro fundido cinzento, vermicular e no nodular.

Fonte: REUTER et al, 1999.

A presença de grafita nos ferros fundidos cinzento, nodular e vermicular em quantidades em torno de 11-12% auxilia na quebra do cavaco. A quebra do cavaco também auxilia na prevenção de aderência de cavaco na ferramenta (GUESSER, 2009).

Acredita-se também que a grafita torna mais fácil à formação de cavaco, além de agir como lubrificante facilitando o cisalhamento. A grafita age como concentrador de tensão durante a formação de cavaco e com isso facilita a usinagem (MARWANGA, VOIGT e COHEN, 2000).

2.3 PROCESSO DE FRESAMENTO

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ferramenta, geralmente multicortante (múltiplos dentes de corte) gerando-se superfícies das mais variadas formas. Usualmente a peça efetua o movimento de avanço, de baixa velocidade, enquanto que a ferramenta, girando a velocidade relativamente alta, realiza movimento de corte, mantendo o eixo de giro numa posição fixa. As vantagens desse processo residem nas variedades de formas, que podem ser produzidas, na qualidade do acabamento superficial, nas altas taxas de remoção de cavaco, na disponibilidade de ampla variedade de ferramentas, que podem ser construídas para produzir superfícies bastante complexas (STEMMER, 1995).

No fresamento todas as arestas de corte entram e perdem contato com a peça continuamente a cada revolução da ferramenta. E essa característica de corte descontínuo causa um ciclo térmico de aumento de temperatura, a partir do início do corte, e redução de temperatura, no momento que a ferramenta perde o contato com a peça (EDWARDS, 1993). Além disso, as arestas sofrem variações cíclicas de tensões mecânicas, que juntamente com as variações de temperatura podem trazer prejuízos às ferramentas durante a usinagem. Dessa maneira as ferramentas utilizadas em fresamento devem ser capazes de suportar as variações térmicas e mecânicas para que possuam vida satisfatória (SILVA, 2010).

O fresamento frontal é o tipo de fresamento que o plano de trabalho, plano que contém as direções de corte e avanço, é paralelo à superfície que está sendo usinada. Os dentes da fresa ficam situados na superfície frontal e o eixo da fresa é perpendicular à superfície que está sendo gerada, sendo esse tipo de fresamento utilizado para a produção de superfícies planas, conforme mostrado na figura 5.

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Figura 5 – Usinagem da peça no processo de fresamento frontal.

Fonte: Produção do próprio autor.

Deve-se evitar a utilização de fresas com diâmetro excessivo, pois, além de antieconômicas, são mais sensíveis a deflexões e vibrações. Por outro lado, fresas com diâmetro igual à largura da peça proporcionam espessura de cavaco muito pequena na entrada e saída, acelerando o desgaste por abrasão, além da tendência do cavaco aderir à aresta de corte da ferramenta (STEMMER, 2005).

2.3.1 Ferramentas de Fresar

Existe uma série de tipos de ferramentas para cada operação de fresamento (frontal, tangencial e de topo). Quanto às características uma fresa deve ser definida a partir do seu número de arestas de corte, pelo ângulo de alojamento dos insertos ou das facas, material e tipo de revestimento que recebe. Esses fatores são mais importantes no fresamento de topo, pois nesse tipo de fresamento costuma ser mais sensível ás variações do processo que os outros tipos.

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Figura 6– Fresa frontal para seis insertos.

Fonte: Kyocera, 2013.

Figura 7- Fresa frontal para dez insertos.

Fonte: Kyocera, 2013.

2.3.2 Parâmetros de Corte

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Outros parâmetros são: diâmetro da ferramenta e seunúmero de dentes (arestas),taxa de remoção de materiale otempo de corte.

Para definição e medição dos ângulos da ferramenta e outros parâmetros utiliza-se um ponto selecionado sobre a aresta como referência, conforme mostra a figura 8.

Figura 8– Parâmetros que descrevem o movimento da ferramenta.

Fonte: CIMM, 2013.

 Frequência de rotação (n) [rpm].

É o número de voltas por unidade de tempo que a fresa dá em torno do seu eixo.

 Velocidade de corte (Vc ) [m/min]

É a velocidade instantânea do ponto selecionado sobre a aresta, no movimento de corte, em relação a peça. No fresamento, o movimento de corte é proporcionado pela rotação da ferramenta. A velocidade de corte é, então, uma velocidade tangencial.

 Avanço por revolução (f) [mm]

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 Avanço por dente (fz ) [mm/dente]

É a distância linear percorrida por um dente da ferramenta no intervalo em que dois dentes consecutivos entram em corte. Também é medido no plano de trabalho.

 Velocidade de avanço (Vf ) [mm/min]

É a velocidade instantânea do ponto selecionado sobre o gume, no movimento de avanço, em relação a peça. No fresamento, o movimento de avanço é provocado pela translação da ferramenta sobre a peça ou vice-versa. A direção da velocidade de avanço é, então, radial ao eixo da ferramenta.

 Profundidade de corte (ap ) [mm]

É a quantidade que a ferramenta penetra na peça, medida perpendicularmente ao plano de trabalho (na direção do eixo da fresa). No fresamento frontal, ap corresponde a profundidade de corte e no

fresamento periférico, á largura de corte.

Na figura 9 pode se ter uma melhor compreensão do avanço por revolução e avanço por dente. Onde a simbologia “Z” representa o número total de dentes que a fresa contém.

Figura 9 – Avanço por dente por revolução.

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2.4 MECANISMOS DE DESGASTE EM FERRAMENTAS DE CORTE

Durante a usinagem, a ferramenta sofre esforços mecânicos e térmicos que dependem da solicitação e duração da sua utilização. O desgaste da ferramenta deve se, sobretudo, às solicitações térmicas e mecânicas elevadas. Diversos mecanismos de desgaste agem simultaneamente, de forma que tanto sua causa como seu efeito dificilmente podem ser distinguidos entre si (WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).

Na figura 10 pode se verificar os mecanismos de desgaste que ocorrem durante a usinagem do material.

Figura 10 - Principais mecanismos causadores de desgaste em ferramentas de corte.

Fonte: VIEREGGE, 1970 apud MACHADO e SILVA, 2004.

Segue as explicações dos mecanismos de desgaste que uma ferramenta pode sofrer durante a usinagem, segundo Weingaertner e Schroeter (2002):

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Sob estas condições pode se esperar que na usinagem ocorra a adesão de material na ferramenta de corte podendo gerar as chamadas arestas postiças. A aresta postiça são camadas altamente encruadas do material sendo usinado que aderem na face da ferramenta e assumem as funções de corte da ferramenta. O material que adere na superfície da ferramenta é deformado pela pressão de corte, vindo a adquirir uma dureza elevada que lhe dá a capacidade de assumir a função de corte da ferramenta. A aresta postiça desliza periodicamente entre o flanco e a superfície de corte levando a um desgaste acentuado do flanco e piora consideravelmente a qualidade da superfície da peça.

Quando este material aderido sofre fratura, pode remover junto partículas do material da ferramenta, causando assim o desgaste. O desgaste acelerado pode ser causado pelo aumento das áreas de desgaste, ou ainda por destacamentos em revestimentos da ferramenta, expondo o material do núcleo, de menor resistência ao desgaste (GUESSER, 2009).

Difusão: em ferramentas de metal duro resistentes ao desgaste a quente, deve-se contar com a solubilidade mútua dos materiais que podem acarretar num desgaste por difusão sob altas velocidades de corte. A difusão do carbono ocorre via ligante de cobalto, com a presença do ferro no cobalto a solubilidade aumenta. O ferro que se difunde para dentro do cobalto induz a reações que aceleram o mecanismo de dissolução de carbonetos.

Oxidação: observando-se uma ferramenta após o corte, muitas vezes, na proximidade de região de contato tem-se o aparecimento de cores mais escuras que são provocadas pela oxidação da ferramenta. O metal duro inicia sua oxidação na faixa de temperatura de 700 a 800°C. A ação destrutiva da oxidação, sobre a estrutura do metal duro (superfície da ferramenta), leva facilmente ao lascamento e quebra da aresta da mesma.

Abrasão: é frequentemente causada pelas partículas duras do material da peça, mas também pode ser provocada pela remoção de partículas do material da ferramenta durante a usinagem. A elevada temperatura de corte pode proporcionar um aumento do desgaste abrasivo (STEMMER, 1995).

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No caso de abrasão por dois corpos, as partículas abrasivas são precipitados duros (óxidos, carbonetos, nitretos ou carbonitretos) pertencentes ao material da peça ou do cavaco. No caso de abrasão a três corpos, as partículas abrasivas são materiais da própria ferramenta que se desprendem por aderência e arrastamento, mergulhadas no fluxo de material da peça ou da ferramenta (MACHADO e SILVA 2004). A figura 11 mostra a região mais desgastada por abrasão.

Figura 11 - Sulcos característicos da região desgastada por abrasão em ferramentas de corte.

Fonte: CAMPOS, 2004.

2.5 FORMAS DE DESGASTE E AVARIAS EM FERRAMENTAS DE CORTE

(36)

A figura 12 apresenta as principais áreas onde pode se identificar claramente as três formas básicas de desgaste em uma ferramenta.

a) Desgaste de flanco b) Desgaste de cratera c) Desgaste de entalhe

Figura 12 – Fotografias das três formas de desgaste.

Fonte: SANDVIK, 1999 apud SOUTO, 2007.

Na figura 12(a) a seta indica a área onde há formação do desgaste de flanco. Normalmente esta forma de desgaste e a principal na avaliação da vida da ferramenta de corte. O desgaste de flanco (VB)

ocorre na superfície do flanco principal da ferramenta e é atribuído ao atrito entre a ferramenta e a peça sendo usinada e às altas temperaturas envolvidas nos processos de usinagem. Esta forma de desgaste causa a piora do acabamento da superfície usinada, devido à modificação da forma original da aresta de corte (DINIZ et al, 1999).

Na figura 12(b) a seta indica a área onde há formação do desgaste de cratera. Esta forma de desgaste inicia-se na superfície de saída da ferramenta, em geral, em virtude do atrito da ferramenta com o cavaco sendo retirado da peça. Quando o desgaste de cratera encontra o desgaste de flanco, gera o colapso da ferramenta de corte. Outro ponto a ser levado em consideração é que a cratera gerada pode constituir uma região de concentração de tensões, sendo um causador de quebras de ferramentas. O desgaste de flanco e o desgaste de cratera podem ser gerados pela abrasão, porém, a abrasão se faz mais atuante no flanco, já

a)

b)

(37)

que a superfície do flanco atrita com um elemento rígido que é a peça, enquanto que a superfície de saída atrita com um elemento flexível que é o cavaco (DINIZ et al, 1999).

Na figura 12(c) a seta indica a área onde há formação do desgaste de entalhe. O desgaste de entalhe ocorre principalmente na usinagem de materiais resistentes a altas temperaturas. Normalmente ocorre na aresta principal de corte, mas também pode aparecer na aresta secundária de corte com dimensões mais reduzidas (SOUTO, 2007). Esta forma de desgaste pode provocar rebarba e debilitar a aresta de corte, provocando o aumento da rugosidade superficial e até provocar a quebra da mesma (NAVES, 2009). O desgaste de entalhe pode acontecer por um mecanismo de oxidação ou por adesão.

Conforme Seco (2012), as avarias são fenômenos que ocorrem num intervalo de tempo muito pequeno e levam a perda ou ruína completa da aresta de corte. São consideradas avarias as quebras, lascamentos, a fadiga térmica e as deformações plásticas. A figura 13 mostra os tipos de desgaste e avarias encontradas nas ferramentas de corte.

Figura 13- Tipos de desgaste e avarias.

(38)

Quebras: são ocasionadas em geral, pelo aumento excessivo da carga de cavacos sobre a aresta de corte e são normalmente resultado ou não da combinação de um ou mais dos seguintes fatores:

 Ângulo da cunha muito pequeno;

 Componente com formato que induz a uma ação de corte interrompido;

 Parada instantânea do movimento de corte;

 Presença de inclusões duras no componente usinado

Trinca e Lascamentos: são avarias encontradas geralmente em materiais cortantes de baixa tenacidade devido à contribuição de:

 Variações de tensão térmica;

 Variações de tensões mecânicas;

 Dilatações desuniformes entre materiais;

 Fluxo de cavacos impróprios.

Uma característica importante dessas trincas de origem mecânica e que elas correm paralelas á aresta de corte ao contrário das de origem térmicas que se propagam perpendicularmente á aresta de corte. Portanto, grandes profundidades de corte; grandes avanços; alta resistência da peça de trabalho entre outros fatores aceleram o processo de fadiga e avaria da ferramenta de corte (MACHADO e SILVA 2004).

Fadiga Térmica: provocado pela variação da temperatura de corte, que ocorre principalmente durante a usinagem com corte interrompido, em operações com avanço variável ou devido a ineficiência do fluído refrigerante. Ocorre em materiais (ferramentas) mais duros e frágeis.

Deformações Plásticas: são decorrentes em grande parte do aumento de temperatura e esforço sobre a aresta de corte. A combinação desses dois efeitos provocará a diminuição da dureza acarretando um deslocamento da aresta de corte, em materiais (ferramentas) mais macios e tenazes.

2.6 CRITÉRIOS DE USINABILIDADE

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Estas variáveis podem ser utilizadas como critério para avaliação da usinabilidade do material (STEMMER, 2001).

Para se avaliar a vida da ferramenta, é necessário quantificar o nível de desgaste, na figura 14 estão os principais parâmetros para se quantificar o desgaste de uma ferramenta.

Figura 14 - Principais parâmetros utilizados para quantificar os três tipos de desgaste.

Fonte: Norma ISO 3685, 1997.

Onde:

KT= Profundidade de cratera VBB=Desgaste de flanco médio

VBBmáx=Desgaste de flanco máximo

VBN=Desgaste de entalhe

A norma ISO 8688-1 (1989), indicada para o fresamento frontal, recomenda alguns valores para estabelecer o final da vida de ferramentas independente do seu material (SOUTO, 2007).

Desgaste de flanco médio VBB= 0,35mm

Desgaste de flanco máximo, VBBmax=1,0mm

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Na usinagem, normalmente, as ferramentas de corte se desgastam seguindo um padrão, conforme figura 15.

Figura 15 – Comportamento do desgaste de uma ferramenta de corte com o tempo de Corte.

Fonte: MACHADO e SILVA 2004.

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2.7 FATORES INFLUENTES NA USINABILIDADE

Alguns fatores como: a forma da grafita, o tipo e a proporção de perlita, a ferrita e os efeitos de elementos químicos, influenciam diretamente na usinabilidade do material. Algumas explicações sobre esses fatores são apresentadas:

a) Influência da forma da Grafita

A grafita presente na microestrutura do ferro fundido contribui para usinabilidade, tanto no fator de lubrificação da ferramenta, como na descontinuidade produzida na microestrutura e que conduz à quebra de cavaco em pequenos segmentos, independentemente do processo de usinagem. No entanto, a usinagem do ferro fundido é também fortemente ligada aos outros microconstituintes como: ferrita, perlita e carbonetos (BOEHS et al, 2000).

Nos ferros fundidos, o tamanho, a forma e a quantidade de grafita são geralmente mais significativos do que a sua composição. A variação da grafita da forma lamelar para a vermicular faz com que se altere a forma de ruptura do cavaco, passando de frágil para dúctil (DORÉ, 2007).

O início da fratura no ferro fundido vermicular se dá na interface da grafita vermicular com a matriz metálica. Este é um fator que contribui para um maior desgaste da ferramenta de corte na usinagem do ferro fundido vermicular (DAWSON et al, 2001).

Durante a usinagem, o cavaco do ferro fundido vermicular tende a ficar mais tempo em contato com a ferramenta do que o cinzento. Como o ferro fundido vermicular possui uma menor condutividade térmica, tende a elevar a temperatura da ferramenta, durante o corte (DAWSON et al, 2001).

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Alguns autores reconhecem que há uma ação de lubrificação da grafita, o que é correto quando se considera a grafita lamelar, uma vez que há um “efeito de fácil deslizamento”.

Porém, há dúvidas que esse fato também ocorre com a grafita nodular ou vermicular. O aumento do volume de grafita com a inoculação permite uma maior usinabilidade do ferro fundido cinzento e provoca uma diminuição na usinabilidade no ferro fundido nodular (aumento da quantidade de nódulos). Isto porque as lamelas de grafita são de fácil cisalhamento, enquanto seus nódulos provocam a adesão do cavaco tornando-o mais difícil a quebra (OPLÄNDER, 2013).

Dawson et al (2001), utilizando o processo de torneamento com velocidade de corte de 800 m/min, verificaram a influência que o aumento da quantidade de grafita vermicular sobre a vida da ferramenta de corte. O resultado está representado na figura 16.

Figura 16- Influência da forma da grafita na vida da ferramenta de PCBN.

Fonte: DAWSON et al, 2001.

A diminuição mais significativa na vida da ferramenta ocorre entre a faixa de 100% de grafita lamelar do ferro fundido cinzento e a faixa de 50% de lamelar mais 50% de vermicular.

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À primeira vista, não há muita diferença entre o ferro fundido vermicular e a alta nodularidade, mas a vida da ferramenta para a nodularidade de 5%, no caso do vermicular, é 40% mais alta do que para uma nodularidade de 50% e 3,5 vezes maior do que para a nodularidade de 85%. Pode-se concluir que o aumento da nodularidade reduz a usinabilidade (DAWSON et al, 2001).

b) Influência da Perlita

O efeito da perlita pode ser considerado de duas maneiras: quantidade de Fe3C nas colônias de perlita, que está ligada diretamente a

velocidade de resfriamento do material durante a decomposição da austenita. E pela proporção relativa de perlita e ferrita, que é fator determinante na resistência mecânica do material. Assim, um aumento de 15% para 95% de perlita no ferro fundido vermicular, mantendo-se as outras variáveis constantes, proporciona um aumento no limite de resistência de 300 para 480 Mpa (DAWSON, 1999).

Normalmente o ferro fundido vermicular tem tendência a apresentar menor teor de ferrita que o ferro fundido cinzento por possuir menos teores de oxigênio e de enxofre do que o cinzento. Para isso, é preciso estabilizar a perlita através da adição de elementos como cobre (Cu), estanho (Sn) e antimônio (Sb) que formam uma barreira de difusão em torno das partículas de grafita, obstruindo a formação de ferrita. Outro mecanismo também usado para estabilizar a perlita é pela adição de manganês (Mn) e cromo (Cr), que aumentam a solubilidade do carbono na austenita, auxiliando na formação de Fe3C (DAWSON et

al, 2001).

Dependendo do tempo de resfriamento, a perlita pode ficar mais fina ou mais grossa, sendo que, quanto mais grossas forem as lamelas de Fe3C mais grossa será a perlita (DAWSON, 1999). Na figura 17 pode se

(44)

Figura 17 - Influência do aumento percentual de perlita na matriz metálica nas propriedades do ferro fundido vermicular com 0-10% de nodularidade.

Fonte: DAWSON, 1999.

O trabalho realizado por Bates (1996) apresenta a relação entre a variação do percentual de cementita (Fe3C) na perlita com a

usinabilidade de ferros fundidos nodulares e cinzentos. Foi verificado que a vida da ferramenta decresce com o aumento do percentual de Fe3C

na perlita.

(45)

Figura 18 - Redução da vida da ferramenta com o aumento da quantidade de cementita na fase de perlita no ferro fundido cinzento.

Fonte: BATES, 1996.

Nos estudos realizados por Mocellin (2002), foram utilizados duas ligas com a mesma composição química, modificando apenas o tempo de desmoldagem, que passou de 20 min para 2 horas. A liga com menor tempo de desmoldagem (Vermicular 4) apresentou a perlita com maior proporção Fe3C do que o Vermicular 5, fabricado com um tempo

de desmoldagem de 2 horas. O vermicular 5 tem maior dureza que o Vermicular 4.

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Figura 19 - Resultado de usinabilidade variando os tempos de desmoldagem das ligas de vermicular.

Fonte: MOCELLIN, 2002.

c) Influência da Ferrita

Para Schroeter e Weingaertner (2002), a usinagem da ferrita é dificultada pelos seguintes fatores:

 Grande tendência de adesão com a ferramenta – formação de aresta postiça;

 Formação de cavacos em fitas e cavacos emaranhados (indesejáveis) em decorrência de sua alta deformabilidade;

 Qualidade superficial ruim e formação de rebarbas na peça.

Por outro lado, a ferrita é um microconstituinte de baixa dureza, o que de um modo geral deve resultar em aumento da vida da ferramenta.

d) Influência do Enxofre

O enxofre, juntamente com o manganês, forma o sulfeto de manganês (MnS), que nos ferros fundidos cinzentos forma uma camada protetora sobre a superfície do material da ferramenta, evitando a oxidação e a difusão, além de atuar como lubrificante da ferramenta de corte durante a usinagem do material (DAWSON et al, 2001).

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Já nos ferros fundidos vermiculares, a camada protetora de sulfeto de manganês não ocorre devido à porcentagem de enxofre ser dez vezes menor do que nos ferros fundidos cinzentos, por volta de 0,01%, e que normalmente combina com o magnésio um elemento nodularizante e forte formador de sulfetos, não havendo quantidades remanescentes para a formação de MnS. A diferença entre o ferro fundido cinzento e o vermicular na usinagem com ferramenta de CBN com velocidade de corte (800 m/min), é que ocorre a formação da camada de sulfeto de manganês na ferramenta que usina o cinzento aumentando sua vida, enquanto no vermicular ocorre um forte desgaste na ferramenta (DAWSON et al, 2001).

e) Influência do Silício

O silício é um elemento formador de ferrita que está presente nos ferros fundidos vermiculares numa porcentagem de 2,0 a 2,4%, juntamente com elementos perlitizantes que permitem formar uma quantidade desejada de perlita. Caso ocorra uma diminuição dos elementos perlitizantes na liga e o silício seja aumentado para 3,0%, o ferro fundido vermicular terá uma matriz totalmente ferrítica, pois a quantidade elevada de silício tende a endurecer a ferrita, fazendo com que o material atinja elevados valores de dureza e resistência semelhantes ao do ferro fundido vermicular perlítico (DAWSON et al, 2001). Os vermiculares com 4% Si são empregados para coletores de escape.

f) Influência do Cromo

Introduzido no ferro através da sucata de aço ou intencionalmente como liga para obtenção de maior resistência a altas temperaturas, o cromo precipita formando carbonetos, tais como cementita (Fe3C) e carboneto de cromo (Cr3C), sobretudo nas últimas

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carbonetos na solidificação, o que reduz consideravelmente a usinabilidade.

g) Influência do Titânio

O titânio pode estar presente na liga de ferro fundido vermicular basicamente sob três situações:

1º- na adição de matéria-prima, aparecendo com teores entre 0,005 – 0,02% de titânio.

2º- quando ele é adicionado intencionalmente para aumentar a resistência ao desgaste apresentando teores na faixa de 0,04 – 0,07% de titânio.

3º- quando ele é adicionado intencionalmente, mas com a função de estabilizar a forma da grafita no ferro fundido vermicular. Geralmente quando adicionado para essa função, à porcentagem de titânio presente na liga está entre 0,10 – 0,25%. Comumente o titânio aparece na liga resultante da matéria-prima adicionada à liga fundida. Variando essa quantidade de titânio na liga, ela pode reagir com o carbono e/ou com o nitrogênio presente no ferro fundido formando inclusões duras de carbonitretos de titânio. Essas inclusões aumentam de forma significativa o desgaste das ferramentas de corte pelo processo de abrasão (DORÉ, 2007).

Na figura 20 pode se analisar o desgaste de ferramenta com o aumento do percentual de titânio no CGI.

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Figura 20 - Efeito da adição de titânio na vida da ferramenta de metal duro em torneamento (CGI perlítico).

Fonte: DAWSON e SCHROEDER, 2004 (modificado por Elço, 2014).

Figura 21 - Vida da ferramenta versus condições de usinagem para diferentes ligas (L1 = 0,007%Ti e L2/L3 = 0,03%Ti).

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h) Influência das Inclusões

Os ferros fundidos normalmente apresentam inclusões não metálicas como: óxidos, sulfetos ou carbonetos. Dependendo da sua composição, estas inclusões podem ser duras e abrasivas (TiC) ou macias e flexíveis (MnS). A formação de inclusões duras de carbonitretos de titânio aumenta o desgaste abrasivo na ferramenta dificultando assim a usinagem de componentes como blocos e cabeçotes de motores. A influência do titânio no usinabilidade de CGI torna-se evidente quando se percebe que, para cada adição de 0,10% de titânio, mais de 1,000 inclusões de carbonitretos de titânio estarão presentes a cada milímetro quadrado da superfície usinada. (GUESSER, SCHROEDER e DAWSON, 2001).

Em materiais como o ferro fundido cinzento, o contato com o flanco da ferramenta é intermitente, existindo intervalos de tempo em que não existe um contato abrasivo sobre a ferramenta. Durante esse período, as inclusões que entram em contato com a ferramenta aderem fortemente sobre ela antes do próximo contato abrasivo, gerando assim uma camada protetora. No caso do ferro fundido vermicular, por seu comportamento mais dúctil do que no ferro fundido cinzento, o tempo sem contato da ferramenta é reduzido, não permitindo a aderência das inclusões, devido ao constante contato abrasivo (DAWSON et al, 2001).

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Já as morfologias tipo II e tipo III aparecem como produto da reação estável com partículas de alto ponto de fusão como o nitreto de titânio (TiN) e o óxido de alumínio (Al2O3). A correlação destes tipos de

inclusões de sulfeto de manganês com a usinabilidade está apresentada na curva de vida da ferramenta, conforme mostra a Figura 22.

Figura 22- Vida da ferramenta em função do percentual de enxofre para VB = 0,3 mm.

Fonte: (PEREIRA, BOEHS e GUESSER, 2006).

A melhor usinabilidade do ferro fundido cinzento contendo inclusões de sulfeto de manganês tipo III (0,18% S) em relação ao material com inclusões tipo I (0,065% S) indica que a usinabilidade não é influenciada pela morfologia, mas pela área percentual das inclusões de sulfeto de manganês na matriz (PEREIRA, BOEHS e GUESSER, 2006).

2.8 USINABILIDADE DO FERRO FUNDIDO VERMICULAR

A usinabilidade é uma propriedade intrínseca do material que pode facilitar ou dificultar a usinagem. Ela também está relacionada ao desgaste da ferramenta de corte, entendendo-se assim que um material de alta usinabilidade resulta em longa vida da ferramenta. A usinabilidade envolve ainda outros aspectos como força de corte e acabamento superficial (GUESSER, 2009).

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Abrasividade: partículas duras da microestrutura do material promovendo o desgaste abrasivo da ferramenta de corte.

Lubrificação na interface ferramenta/cavaco: ação lubrificante da grafita e de partículas de sulfeto de manganês.

Quebra de cavaco: sulfeto de manganês e grafita, particularmente a lamelar, favorecem a quebra de cavaco, diminuindo o tamanho da região de aderência e o tempo de contato cavaco/ferramenta.

As forças de corte diminuem com o aumento da percentagem de MnS na composição do material, deve-se ao efeito lubrificante adicional proporcionado pelas inclusões de MnS. (BOEHS, 1979)

Os ferros fundidos vermiculares não possuem partículas de sulfeto de manganês, pois neste material deve-se trabalhar com baixos teores de enxofre para obter a forma da grafita desejada, de modo que neste ferro fundido a usinabilidade tende a ser menor que nos cinzentos, particularmente sob altas velocidades de corte (GUESSER, 2009).

As altas velocidades de corte requerem ferramentas mais robustas. O custo maior para aquisição destas ferramentas e compensado pela vida útil mais elevada. A utilização de ferramentas inteiriças, de CBN ou metal duro com revestimento pode ser uma boa opção para usinagem dos materiais(LUCHNER e LUDWIG, 2005).

A usinabilidade dos ferros fundidos varia com a proporção e distribuição de seus diversos constituintes. À medida que a estrutura do material é constituída de uma matriz mais dura, a velocidade permitida para a mesma vida da ferramenta torna-se menor. (BOEHS, 1979, p 28)

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Com o objetivo de tornar mais competitivo os processos de usinagem do ferro fundido vermicular, alguns trabalhos foram realizados e outros vêm sendo desenvolvidos para avaliar a usinabilidade deste material em comparação a outros ferros fundidos nos vários processos de usinagem. Abaixo, foram listados alguns trabalhos que se destacam:

- Estudo da Usinabilidade Do Ferro fundido Vermicular em ensaios de Furação (MOCELLIN, 2002);

- Aspectos Tecnológicos do Torneamento do Ferro Fundido Vermicular em Ferramentas de Metal Duro, Cerâmica e CBN (XAVIER, 2003);

- Análise da Furação do Ferro Fundido Vermicular com Brocas de Metal Duro com canais Retos Revestidas com TiN e TiNAl (ANDRADE, 2005);

- Usinagem dos Ferros Fundidos Cinzento, Nodular e Vermicular ( MACHADO, 2005);

- Desenvolvimento de Tecnologia para Brunimento de Cilindros de Blocos de Motores em Ferro Fundido Vermicular (MOCELLIN, 2007);

- Influência da Variação da Nodularidade na Usinabilidade do Ferro Fundido Vermicular Classe 450 (DORÉ, 2007);

- Análise e Seleção de Fluidos de Corte para a Furação de Ferro Fundido Vermicular (ALVES, 2007);

- Avaliação Do Desempenho De Ferramentas De Cerâmica Al2o3+Y2o3+Nbc Na Usinagemde Ferro Fundido Vermicular (DORÉ, 2007);

- Avaliação Do Desempenho De Ferramentas De Metal Duro Texturizadas E Revestidas No Fresamento Frontal De Ferro Fundido Vermicular (FAVERO, 2008);

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- Investigação dos Desvios Geométricos no Alargamento do ferro Fundido Vermicular com Ferramentas Revestidas (ALMEIDA et al, 2008);

- Análise da Usinabilidade, Deformação e Temperatura no Fresamento dos Ferros Fundidos Vermicular e Cinzento (BAGETTI, 2009);

- Uma contribuição à Melhoria do Processo de Fresamento de Ferro Fundido Vermicular CGI (GABALDO, 2009);

- Influência do Teor de Titânio no Torneamento do Ferro Fundido Vermicular (ROSA, 2009);

- Estudo da Caracterização de Ferramentas de Corte Texturizadas a Laser e Revestidas Utilizadas no Fresamento Frontal do Ferro Fundido Vermicular (VIANA, 2009);

- Rosqueamento Interno Com Machos de Corte em Ferro Fundido Vermicualr (MOTA et al, 2009);

- Avaliação Da Redução Do Uso De Fluido De Corte No Processo De Alargamento De Ferro Fundido Vermicular (JULIO, 2009);

- Estudo da Usinabilidade dos Ferros Fundidos Cinzentos Ligados (CrCuSn e CrCuSnMo) e Vermicular Classe 350 em Alta Velocidade de Corte (NAVES, 2009);

- Usinabilidade de Ligas de Ferro Fundido para Aplicação em Cabeçotes de Motor Através de Ensaios de Furação (MASSIRER, 2010);

- Influência do Teor de Titânio na Usinabilidade do FoFo Vermicular (DINIZ, 2012);

- Análise Do Mandrilamento De Cilindros De Blocos De Motores Em Ferro Fundido Vermicular Com Diferentes Concepções De Ferramentas (GODINHO, 2013).

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