Avaliação dos Esforços de Corte no Torneamento da Liga de ... · São João del-Rei/MG 2014....

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA

MECÂNICA

Luís Guilherme Souza Parreiras

Avaliação dos Esforços de Corte no

Torneamento da Liga de Alumínio Silício

(A356) com Diferentes Anteligas

São João del-Rei/MG

2014

Luís Guilherme Souza Parreiras

Avaliação dos Esforços de Corte no

Torneamento da Liga de Alumínio Silício

(A356) com Diferentes Anteligas

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: Fabricação Mecânica dos

Materiais

Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga

São João del-Rei/MG

2014

Ficha catalográfica elaborada pelo Setor de Processamento Técnico da Divisão de Biblioteca da UFSJ

Parreiras, Luís Guilherme Souza

P259a Avaliação dos esforços de corte no torneamento da liga de alumínio - silício (A356) com diferentes

anteligas[manuscrito] / Luís Guilherme Souza Parreiras. – 2014.

117f. ; il.

Orientador: Durval Uchôas Braga.

Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de São João del-Rei. Departamento de Engenharia

Mecânica.

Referências: f. 99-104.

1. Engenharia mecânica - Teses 2. Usinabilidade - Teses 3. Alumínio - Silício - Teses 4. Liga A356 -

Teses 5. Modificador de grão - Teses 6. Refinador de grão - Teses 7. Esforços de corte - Teses 8. Anteliga

- Teses I. Braga, Durval Uchôas (orientador) II. Universidade Federal de São João del-Rei. Departamento

de Engenharia Mecânica III. Título

CDU: 621.9

Dedico este trabalho à minha esposa,

Elisa, e aos meus pais, Nilce e Vander,

que nunca desistiram de me apoiar.

Agradecimentos

Agradeço, primeiramente, a Deus. pela dádiva da vida e pelos dons concedidos,

tornando possível chegar até aqui.

Ao Prof. Dr. Durval Uchôas Braga, pela confiança, pelo companheirismo e pela

orientação durante toda a realização deste trabalho.

Aos professores do Departamento de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica –

PPMEC – da UFSJ, pelo conhecimento transmitido incondicionalmente, e aos técnicos-

administrativos Mônica Jaques (secretária do PPMEC), Emílio Dias (técnico

responsável pelo Laboratório de Corrosão e Materiais da UFSJ) e Camilo (técnico do

Laboratório de Fabricação – DEMEC/UFSJ), pelo apoio e auxílio na solução de

problemas.

À LSM Brasil, por ter acreditado neste projeto, fornecendo equipamentos,

alumínio e outros insumos, como também pela minha liberação do trabalho (quando

necessário) para o desenvolvimento deste estudo.

Aos amigos da LSM Brasil, em especial à equipe do Laboratório Metalográfico

e ao estagiário Almilson, que, de alguma forma, contribuíram para o desenvolvimento

deste trabalho.

E a todos aqueles que acreditaram em mim e me ajudaram para que este estudo

pudesse ser concluído.

“Mantenha seus pensamentos positivos, porque seus pensamentos

tornam-se suas palavras. Mantenha suas palavras positivas, porque suas

palavras tornam-se o seu comportamento. Mantenha o seu comportamento

positivo, porque o seu comportamento torna-se seus hábitos. Mantenha seus

hábitos positivos, porque seus hábitos tornam-se seus valores. Mantenha seus

valores positivos porque seus valores tornam-se seu destino.”

Mohandas Karamchand Gandhi (1869-1948)

Parreiras, L.G.S. Avaliação dos Esforços de Corte no Torneamento da Liga de

Alumínio Silício (A356) com Diferentes Anteligas. 2014. Dissertação de

Mestrado, Universidade Federal de São João del-Rei, MG.

Resumo

Na última década, várias ações foram tomadas com o objetivo de se obterem veículos de

alto desempenho, especialmente em relação ao volume de poluentes liberados para o

ambiente. Neste contexto, a liga de alumínio silício A356 possui papel primordial, pois,

devido às suas boas propriedades mecânicas e baixa densidade, ela é muito utilizada

para substituição de partes e peças expressivas na composição do peso total do carro. A

demanda dessa liga levou a indústria a aprimorar seus processos para a manufatura

desse material com maior qualidade e menor custo. Com o objetivo de conhecer e

aprimorar o processo de usinabilidade das ligas A356, este trabalho foi motivado

mediante a avaliação dos esforços de corte no torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento da liga A356 tratada com diferentes anteligas. Para o tratamento da liga,

foram selecionadas anteligas com função de refino de grão: o TiBAl5/1, o TiCAl315 e o

TiAl10%, combinadas com a anteliga SrAl10%, que tem a função de modificadora de

grão, e ligas combinadas, ou seja, refinadoras e modificadoras de grãos, o Strobloy5% e

o SrTiBAl10%. Para o processo de torneamento, foram escolhidas duas ferramentas,

uma com cobertura, 1005, e outra sem cobertura, H10. Um planejamento fatorial

aleatorizado por níveis foi utilizado para organizar as variáveis de entrada e avaliar suas

interferências nas variáveis de resposta: o momento torçor (Mt), a força de avanço (Ff),

a força de corte (Fc) e a força passiva (Fp). Para análise dos resultados com 95% de

confiabilidade tratados por meio de ferramenta estatística, ANOVA, para uma

distribuição normal, foi possível verificar que houve tendência à menor força de corte

(Fc) e momento torçor (Mt) para as peças tratadas com a anteliga combinada

SrTiBAl10% e usinadas com ferramenta sem cobertura, resultados relacionados com a

qualidade do refino de grão e a presença de partículas abrasivas, chamadas boretos.

Conclui-se que, apesar de maior consumo específico de anteliga por tonelada de liga

A356 tratada, o uso da anteliga SrTiBAl10% é a melhor opção dentre as anteligas

utilizadas, pois sugere maior produtividade e redução de custos relacionados ao

consumo de energia e utilização de ferramentas sem cobertura.

Palavras-chave: Usinabilidade, Liga A356, Modificador de Grão, Refinador de Grão,

Esforços de Corte, Anteliga.

Parreiras, L.G.S. Evaluation of Cutting Efforts during Turning of Silicon

Aluminum Alloy (A356) with Different Master Alloys. 2014. Masters Dissertation,

Federal University of São João del-Rei, MG.

Abstract

In the last decades, many actions have been taken in order to obtain high performance

on vehicles especially in terms of restricting emissions of pollutants to the environment.

Within this context, the aluminium silicon alloy (A356) has a key role due to its

mechanical properties as well as its low density. Many car parts can have their weight

reduced if made from these alloys. The huge demand for this material lead the industry

to improve the manufacturing processes so that goods quality and reduced production

costs could be achieved. The present study was aimed to understand and enhance the

process of machinability of A356 alloys. This work was motivated by evaluating the

cutting forces in cylindrical finish turning of A356 alloy treated with different master

alloys. The alloys were melt with three different kinds of grain refiners: the TiBA15/1,

the TiAl10%, and the TiCAl315, combined with a grain modifier, the SrAl10%, and, on

the final tests, master alloys with the role of grain refiner and modifier, the SrTiBAl10%

and the Strobloy5%, were used. For this study two turning tools were selected: one with

a coating, 1005, and antother uncoated, H10. A factorial design randomized level-by-

level was used to organise the process input variables and evaluate their interference on

the output variable: the `torçor`moment (Mt), the feed force (Ff), the cutting force (Fc)

and radial force (Ff). The analysis were performed with 95% of condidence treated by

the statistical tool, ANOVA, for a normal distribution. It could be verified that the A356

alloy treated with SrTiBAl10% master alloy and turning with uncoating tool shows

cutting force (Fc) and torçor moment (Mt) smaller than the other combinations. These

results can be associated with the grain refiner quality and the presence of insoluble

particles, called borites, inside the alloys. The conclusion was that there was a higher

specific consumption of the SrTiBAl10% master alloy per ton of A356 alloy treated.

However, the A356 alloy treatement with SrTiBAl10% master alloy seems to be the

best option because this combination suggested more productivity, more energy saving

and uncoating tools use.

Keywords: Machinability, A356 Alloy, Modifier, Grain Refiner, Cutting Efforts,

Master Alloy.

Lista de Figuras

Figura 2.1 – Consumo aparente de alumínio no Brasil .................................................. 25

Figura 2.2 – ALTAB alumínio ferro com 90% de ferro contido .................................... 28

Figura 2.3 – Anteligas de alumínio em diversos formatos: A) vergalhão, B) vergalhão

em varetas, C) barras e D) lingotes................................................................................. 29

Figura 2.4 – Ligas de alumínio silício: A) Diagrama de fases, B) Microestrutura ligas

hipoeutéticas (1,65% a 12,6% de silício) aumento 150x, C) Microestrutura ligas

eutéticas (12,6% de silício) aumento 400x e D) Microestrutura ligas hipereutéticas

(maior que 12,6% de silício) aumento 150x ................................................................... 31

Figura 2.5 – Influência do teor de silício nas propriedades das ligas de alumínio ......... 32

Figura 2.6 – Bloco de motor em liga A356 Chevy LS7: big smallblock ....................... 35

Figura 2.7 – Variação da morfologia Al-Si nas ligas de alumínio silício: A) Sem

modificação e B) Completamente modificada ............................................................... 36

Figura 2.8 – Alongamento para diversos níveis de adição de Sr em uma liga A356 para

três taxas de resfriamento: (1) taxa de resfriamento de 1,5 °C/s, (2) taxa de resfriamento

de 0,5 °C/s e (3) taxa de resfriamento de 0,08 °C/s ........................................................ 38

Figura 2.9 – Liga A356 com ataque profundo (NaOH 20%) – MEV: (a) Liga não

modificada (2000x) e (b) Liga modificada com 20 ppm de estrôncio (4000x) .............. 39

Figura 2.10 – Efeito do refinador de grão: (a) sem refino e (b) após refino. Ambos

atacados utilizando solução de Poulton .......................................................................... 40

Figura 2.11 – Representação do processo de solidificação em corpos de provas de

alumínio refinado com silício (“Os estágios do 1° ao 7° representam a progressão da

solidificação durante o resfriamento”) ........................................................................... 42

Figura 2.12 – Eficiências de titânio e boro no refino de ligas de alumínio .................... 43

Figura 2.13 – Ângulos de folga (αo), de cunha (βo) e de saída (γo) ................................ 45

Figura 2.14 – Torneamento Cilíndrico Externo.............................................................. 46

Figura 2.15 – Esforços de Usinagem e suas componentes ............................................. 47

Figura 2.16 – Determinação da área de contato ferramenta-peça para o cálculo da

pressão específica de corte ............................................................................................. 48

Figura 3.1 – Fluxograma seguido para o planejamento e realização dos experimentos 52

Figura 3.2 – Corpo de prova após processo de fundição ................................................ 53

Figura 3.3 – Estrutura utilizada para a fusão dos corpos de prova. Laboratório

metalográfico da LSM Brasil: A- Forno Elétrico, B- Cadinho de vazamento, C- Tanque

de resfriamento ............................................................................................................... 56

Figura 3.4 – Controlador de temperatura ligado ao termopar ........................................ 57

Figura 3.5 – Spectômetro de massa utilizado para análise química dos corpos de prova ..

.................................................................................................................. 58

Figura 3.6 – Pastilhas utilizadas para o torneamento da liga A356 ................................ 59

Figura 3.7 – Geometria da ferramenta utilizada para os ensaios e montagem da pastilha

no porta-ferramentas ....................................................................................................... 59

Figura 3.8 – Centro de torneamento Romi GL 240M .................................................... 60

Figura 3.9 – Equipamentos para monitoramento das componentes das forças de

usinagem: (a) Dinamômetro Kistler 9272 e (b) amplificador de carga Kistler 5070A .. 62

Figura 3.10 – Sistema montado e preparado para iniciar os ensaios .............................. 63

Figura 3.11 – Direção das forças de usinagem ............................................................... 64

Figura 3.12 – Microscópio ótico .................................................................................... 66

Figura 4.1 – Padrão proposto por Kaufman e Rooy (2004) para os níveis de modificação

do eutético do silício através de micrografia com aumento de 200X em microscópio

ótico: a) estrutura não modificada de f) estrutura super modificada .............................. 70

Figura 4.2 – Modificação de grão, micrografia ótica 200x, corpos de prova tratados com

as anteligas: a) TiBAl5/1+SrAl10%; b) TiAl10%+SrAl10%; c) TiCAl315+SrAl10%; d)

Strobloy5%; e) SrTiBAl10%; e f) Padrão Kaufman e Rooy (2004). ............................. 72

Figura 4.3 – Padrão de refino AFE: 1) refino extremamente fino; 2) refino fino; 3)

refino médio; 4) refino pobre, grãos grandes; 5) refino grosseiro; e 6) refino

extremamente grosseiro .................................................................................................. 73

Figura 4.4 – Teste de refino liga A356 tratada com as anteligas SrAl10% + TiBAl 5/1(a)

comparadas com padrão de refino 1(b) .......................................................................... 74

Figura 4.5 – Teste de refino liga A356 tratada com a anteliga SrTiBAl10%(a)

comparada com padrão de refino 2(b) ............................................................................ 75

Figura 4.6 – Teste de refino liga A356 tratada com as anteligas SrAl10% + TiAl10% (a)

comparadas com padrão de refino 3(b) .......................................................................... 76

Figura 4.8 –Teste de refino liga A356 tratada com a anteliga Strobloy 5%(a) comparada

com padrão de refino 2(b) .............................................................................................. 78

Figura 4.7 – Valores de momento torçor (Mt) para torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento quando analisada apenas a variação de tratamento de refino de grão ........ 82

Figura 4.8 – Valores de momento torçor (Mt) para torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento quando analisada apenas a variação da cobertura de ferramenta ............... 83

Figura 4.9 – Valores de força de corte (Fc) para torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento quando analisada apenas a variação de tratamento de refino de grão ........ 85

Figura 4.10 – Valores de força de corte (Fc) para torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento quando analisada apenas a variação da cobertura de ferramenta ............... 86

Figura 4.11 – Valores de momento torçor (Mt) para o torneamento cilíndrico tangencial

de acabamento da liga A356 tratada com diferentes anteligas: SrTiBAl, Strobloy e

TiCAl+SrAl e dois tipos de ferramenta: sem cobertura, H10, e com cobertura, 1005 .. 90

Figura 4.12 – Valores de momento torçor (Mt) para o torneamento cilíndrico tangencial

de acabamento da liga A356 tratada com as anteligas: a) SrTiBAl10%; b) Strobloy 5%;

c)TiCAl315 + SrAl 10% e usinadas com ferramentas com e sem recobrimento ........... 91

Figura 4.13 – Valores de força de corte (Fc) para o torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento da liga A356 tratada com diferentes anteligas: SrTiBAl, Strobloy e

TiCAl+SrAl e dois tipos de ferramenta: sem cobertura, H10, e com cobertura, 1005 .. 93

Figura 4.14 – Valores de força de corte (Fc) para o torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento da liga A356 tratada com as anteligas: a) SrTiBAl10%; b) Strobloy5% e c)

TiCAl315 + SrAl10% e usinadas com ferramentas com e sem recobrimento ............... 93

Lista de Tabelas

Tabela 2.1 – Comparativo entre as propriedades físicas do alumínio, aço e cobre ........ 25

Tabela 2.2 – Nomenclatura para Ligas Fundidas de Alumínio ...................................... 26

Tabela 2.3 – Composição da liga A356 .......................................................................... 33

Tabela 2.4 – Propriedades da liga 356 ............................................................................ 34

Tabela 2.5 – Comparativo entre agentes modificadores................................................. 37

Tabela 2.6 – Comparação das propriedades mecânicas e da resistência ao desgaste de

algumas coberturas de ferramenta de corte .................................................................... 51

Tabela 3.1 – Composição da liga A356 utilizada nos corpos de prova .......................... 53

Tabela 3.2 – Composição química (%) principal das anteligas utilizada na fusão dos

corpos de prova ............................................................................................................... 54

Tabela 3.3 – Consumo específico de anteliga por corpo de prova ................................. 54

Tabela 3.4 – Quantidade de alumínio contido na Anteliga de acordo com o consumo

específico adotado .......................................................................................................... 55

Tabela 3.5 – Parâmetros de temperatura para cada corpo de prova fundido .................. 55

Tabela 3.6 – Análise química dos corpos de prova ........................................................ 57

Tabela 3.7 – Variáveis de influência para os ensaios preliminares ................................ 67

Tabela 3.8 – Variáveis de influência para os ensaios definitivos ................................... 68

Tabela 4.1 – Valores de dureza Brinell (HB) para Liga A356 com diferentes

modificadores e refinadores de grão ............................................................................... 79

Tabela 4.2 – Análise estatística da dureza Brinell para a Liga A356 com diferentes


Tabela 4.3 – Valores de Microdureza Vickers (HV) da Liga A356 para diferentes


Tabela 4.4 – Análise estatística da microdureza Vickers para a Liga A356 com

diferentes modificadores e refinadores de grão .............................................................. 80

Tabela 4.5 – Valores de momento torçor (Mt) para os ensaios preliminares ................. 81

Tabela 4.6 – Análise estatística do momento de corte (Mt) para os ensaios preliminares .

.................................................................................................................. 81

Tabela 4.7 – Valores de força de corte (Fc) para os ensaios preliminares ..................... 84

Tabela 4.8 – Análise estatística da força de corte (Fc) para os ensaios preliminares ..... 84

Tabela 4.9 – Valores de força de avanço (Ff) para os ensaios preliminares .................. 86

Tabela 4.10 –Análise estatística do esforço de avanço (Ff) para os ensaios preliminares .

.................................................................................................................. 87

Tabela 4.11 – Valores de força passiva (Fp) para os ensaios preliminares .................... 87

Tabela 4.12 – Análise estatística da força passiva (Fp) para os ensaios preliminares ... 88

Tabela 4.13 – Valores do momento torçor (Mt) para os ensaios definitivos.................. 88

Tabela 4.14 – Análise estatística do momento torçor (Mt) para os ensaios definitivos . 89

Tabela 4.14 – Valores da força de corte (Fc) para os ensaios definitivos ...................... 92

Tabela 4.15 – Análise estatística do esforço de corte (Fc) para os ensaios definitivos .. 92

Tabela 4.15 – Valores da força de avanço (Ff) para os ensaios definitivos ................... 94

Tabela 4.16 – Análise estatística do esforço de avanço (Ff) testes finais ...................... 94

Tabela 4.17 – Valores da força passiva (Fp) para os ensaios definitivos ....................... 94

Tabela 4.18 – Análise estatística da força passiva (Fo) para os ensaios definitivos ...... 95

Lista de Abreviaturas e Siglas

A – área de corte [m2]

A – amperes

AA – Aluminum Association

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas

AFE – American Foundry Society

ap – profundidade de corte [mm]

α –Al – fase primária liga alumínio silício

αo – ângulo de folga [°]

Al-Si – liga do grupo alumínio silício

Al-Si-Mg – liga do grupo alumínio, silício e magnésio

Al-Sr – anteligas de alumínio estrôncio

Al2Si2Sr – partícula composta de alumínio, silício e estrôncio

A356 – liga de alumínio com 7,5% de silício

b – comprimento de corte [mm]

B – elemento químico boro

BAl – anteliga de alumínio boro

β – fase secundária liga alumínio silício

βo – ângulo de cunha

C – elemento químico carbono

Ca – elemento químico cálcio

cal – caloria

CO2 – dióxido de carbono

Cu – elemento químico cobre

cm2 – centímetro quadrado

cm3 – centímetro cúbico

cm – centímetro

CNC – Controle Numérico Computadorizado

Cr – elemento químico cromo

DEMEC – Departamento de Engenharia Mecânica

EAA – European Aluminum Association

EDS – espectroscopia de energia dispersiva

http://www.afsinc.org/

f – avanço [m/min]

Fe – elemento químico ferro

Fu – Força ativa [N]

Fc – Força de corte [N]

Ff – Força de avanço [N]

Fp – Força passiva [N]

Fx – componente da força de corte [N]

Fz – componente da força de avanço [N]

Fy – componente da força passiva [N]

F – valor de F calculado para a distribuição de Fisher

F 5%, (i-1), (ij(n-1)) – valor de F tabelado para a distribuição de Fisher com 95%

de confiabilidade

GB – giga bits

GHz – giga hertz

g – gramas

g/cm³ – gramas por centímetro cúbico

GL – graus de liberdade

GC1005 – código para a cobertura de ferramenta

GPa – giga Pascal

h – Espessura de corte

HV – dureza vickers

HB – dureza Brinell

H0 – hipótese em que as médias são iguais

H1 – hipótese em que as médias são diferentes

H2O – água

HF – ácido fluorídrico

HCl – ácido clorídrico

H10 – código para ferramenta sem cobertura

i – representa variável ferramenta

j – representa variável anteliga

J/kg/k – joules por quilograma por kelvin

kV – quilovolt

kg/t – quilograma por tonelada

kg/mm2 – quilograma por milímetro quadrado

Ks – pressão específica de corte

Ks1 – constante do material para teorema de Kienzle

km – quilômetro

kgf – quilograma força

kW – quilowatt

LPH – litros por hora

mm – milímetros

Mg – elemento químico magnésio

Mn – elemento químico manganês

mm/rot – milímetros por rotação

m/min – metros por minuto

Mt – momento torçor [Nm]

MQ – média quadrada

ml – mililitro

MEV – microscópio eletrônico de varredura

N – número total de amostras

N – newton

Nm – newton metro

n – número de réplicas por variação

Na – elemento químico sódio

NBR – Norma Brasileira Regulamentadora

NaOH – hidróxido de sódio

ƞ – ângulo de direção efetiva de corte

ppm – partes por milhão

rpm – rotações por minuto

Si – elemento químico silício

Sr – elemento químico estrôncio

sen – seno

Sb – antimônio

SrAl5% – anteliga de alumínio com 5% de estrôncio, modificador de grão




Strobloy5% – anteliga de alumínio com 5% de estrôncio, 1,6% de titânio e 1,4%

de boro, atua como refinador de grão e modificador de grão.

SrTiBAl10% – Anteliga de alumínio com 10% de estrôncio, 1% de titânio e

0,20% de boro, atua como refinador de grão e modificador de grão.

SST – soma dos quadrados total

SStrat – soma dos quadrados tratamento

SSerro – soma dos quadrados erro

SSi – soma dos quadrados variável “i”

SSj – soma dos quadrados variável “j”

SSij – soma dos quadrados variável “ij”

Ti – elemento químico titânio

TiB2 – diboreto de titânio

TiAl3 – alumineto de titânio

TiC – carbeto de titânio

TiBAl5/1 – anteliga de alumínio com 5% de titânio e 1% de boro, refinador de

grão

TiAl10% – anteliga de alumínio com 10% de titânio, refinador de grão

TiCAl315 – anteliga de alumínio com 3% de titânio e 0,15% de carbono,

refinador de grão

TiAlN – nitreto de titânio alumínio

TiN – nitreto de titânio

UFSJ – Universidade Federal de São João del-Rei

V- vanádio

vf – velocidade de avanço [m/min]

vc – velocidade de corte [m/min]

γo – ângulo de saída [°]

χ r– ângulo de posição [°]

Zr – zircônio

Zn – zinco

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................... 21

2 REVISÃO DA LITERATURA ................................................................................... 24

2.1 LIGAS DE ALUMÍNIO ....................................................................................... 24

2.2 ANTELIGAS DE ALUMÍNIO ............................................................................ 27

2.3 LIGAS DE Al-Si ................................................................................................... 29

2.4 LIGA A356 ........................................................................................................... 33

2.5 MODIFICADORES DE GRÃO ........................................................................... 35

2.6 REFINADORES DE GRÃO ................................................................................ 39

2.7 USINABILIDADE DAS LIGAS DE Al-Si .......................................................... 44

2.8 PROCESSO DE TORNEAMENTO .................................................................... 45

2.9 FORÇAS DE USINAGEM .................................................................................. 46

2.9.1 Material da Peça ............................................................................................. 49

2.9.2 Material da Ferramenta .................................................................................. 50

3 MATERIAIS E MÉTODOS ........................................................................................ 52

3.1 OBTENÇÃO DA PEÇA ....................................................................................... 53

3.2 ANÁLISE QUÍMICA ........................................................................................... 57

3.3 FERRAMETAS, PROCESSO DE USINAGEM E VARIÁVEIS .................. 58

3.3.1 Ferramentas .................................................................................................... 58

3.3.2 Máquina Ferramenta ...................................................................................... 60

3.3.3 Parâmetros de Corte ....................................................................................... 60

3.3.4 Variáveis de Resposta .................................................................................... 61

3.4 METALOGRAFIA E MICRODUREZA ............................................................. 64

3.4.1 Preparação das Amostras para Micrografia, Ensaios de Dureza e Ensaios de

Microdureza ............................................................................................................ 64

3.4.2 Preparação das Amostras para Macrografia ................................................... 65

3.4.3 Análises Metalográficas ................................................................................. 65

3.4.4 Ensaios de Dureza e Microdureza .................................................................. 66

3.5 PLANEJAMENTO DE EXPERIMENTO ........................................................... 67

4 RESULTADOS ........................................................................................................... 69

4.1 RESULTADO ANÁLISE QUALITATIVA DA MODIFICAÇÃO DE GRÃO .. 69

4.2 RESULTADO ANÁLISE QUALITATIVA DO REFINO DE GRÃO ............... 73

4.3 RESULTADO ANÁLISE ESTATÍSTICA DA DUREZA BRINELL ................ 78

4.4 RESULTADO ANÁLISE ESTATÍSTICA DA MICRODUREZA VICKERS ... 80

4.5 ANÁLISE ESTATÍSTICA DOS ESFORÇOS DE USINAGEM NOS ENSAIOS

PRELIMINARES ....................................................................................................... 81

5 CONCLUSÕES ........................................................................................................... 96

6 SUGESTÕES DE TRABALHOS FUTUROS ............................................................ 98

7 REFERÊNCIAS .......................................................................................................... 99

8 ANEXOS ................................................................................................................ 105

21

1 INTRODUÇÃO

Nas últimas décadas, ligas de Al-Si-Mg ganharam espaço em aplicações

automobilística e aeroespacial graças à excelente combinação entre alta fluidez e boas

propriedades mecânicas, além da boa resistência à corrosão e soldabilidade, se

comparadas a materiais como o aço (MAZLEE et al., 2009).

Esse mercado vem crescendo a cada dia devido à grande exigência da sociedade

moderna de desenvolver produtos mais sustentáveis e que provoquem menor impacto

no meio ambiente. Prova disso são as políticas de redução de emissão de carbono

citadas por Akashi (2013).

De acordo com uma pesquisa realizada pela Ducker Worldwide, com importante

participação da European Aluminum Association (EAA), citada por Akashi (2013), a

legislação europeia tem a meta de atingir o valor médio de 95 g de CO2 por km até

2020, enquanto outros países, como Japão e China, para o mesmo período, pretendem

atingir índices de 105 g de CO2/km e 117 g de CO2/km, respectivamente, assim como os

Estados Unidos, que não estipularam uma meta de redução de CO2, mas sim de

consumo, o que, no final das contas, resultaria em emissões médias estimadas de 107 g

de CO2/km, mas apenas para 2025.

O Brasil segue a mesma tendência com a criação do programa INOVAR-AUTO,

segundo o Decreto-lei, nº 7.819, de 3 de outubro de 2012, que determina a produção de

veículos mais eficientes, modernos e com menor emissão de carbono, melhorando a

eficiência energética dos carros em 15% até 2017, para seguir os padrões internacionais.

O alumínio tem papel importante nesse cenário. Seu uso em partes e peças dos

automóveis pode gerar significativas reduções de peso nesses veículos, contribuindo,

dentre outros aspectos, para a redução de consumo de combustível. Entre os exemplos

de aplicação das ligas da série 300 na linha automobilística, estão: cilindros, válvulas,

cabeçotes e blocos de motores.

A obtenção das melhores combinações de propriedades mecânicas de uma liga

metálica depende do controle de fatores envolvidos no tratamento do metal líquido e na

solidificação, tais como: grau de modificação do eutético, velocidade de solidificação e

refino de grãos, bem como etapas posteriores de processamentos, como tratamentos

térmicos (FURLAN; FUOCO, 2008).

http://legislacao.planalto.gov.br/legisla/legislacao.nsf/Viw_Identificacao/DEC%207.819-2012?OpenDocument

22

Geralmente, procura-se obter uma microestrutura homogênea, composta por grãos

refinados e equiaxias, proporcionando ao material propriedades mecânicas melhoradas.

Segundo Osório, Peixoto e Garcia (2009), esse tipo de estrutura caracteriza-se pela

isotropia de suas propriedades mecânicas. Para o desenvolvimento de estruturas

equiaxiais, é necessário impedir o crescimento colunar mediante o controle da

nucleação e das condições de solidificação ou adição de agentes inoculantes.

Conforme Araújo (2012), a utilização de modificadores químicos, como o

estrôncio, resulta na mudança da morfologia do silício eutético. O estrôncio é o

modificador mais utilizado na indústria por ser de fácil manuseio, não ser tóxico, ter boa

taxa de modificação com adição de uma pequena quantidade de material em peso em

relação à liga e ter bom tempo de atuação no banho.

Para Arango (2009), a adição de inoculantes, conhecida como inoculação, é uma

prática empregada para o refino do grão na macroestrutura bruta de solidificação. Esse

processo de refino traz como benefícios o aumento da fluidez do metal líquido, a

melhora da dispersão de partículas de segunda fase e porosidade na estrutura, como

também a melhora do acabamento superficial, da usinabilidade e das propriedades

mecânicas.

A usinagem é um processo utilizado na fabricação de componentes nos mais

diversos setores industriais. A indústria automobilística é um setor de fabricação

comercial de grande escala, no qual a redução do impacto ambiental e os custos de

fabricação são fatores importantes para a manutenção da competitividade (BORBA,

2013).

O processo de torneamento por acabamento é a operação final; em alguns casos, é

a única operação. A prioridade é a qualidade final da superfície e as tolerâncias

dimensionais da peça. Para essa etapa do processo, a combinação de avanço e

profundidades de cortes reduzidas com altas velocidades de corte, conforme Diniz,

Marcondes e Coppini (2013), produz uma quantidade razoável de cavaco sem que haja

influência da vibração na remoção do sobremetal da peça (AZAMBUJA, 2012).

Na perspectiva de Santos Júnior et al. (2011), as ligas de alumínio são as mais

utilizadas em processos de usinagem se comparadas a outras ligas de outros metais. A

usinabilidade das ligas de alumínio é afetada por diversos fatores, como: presença de

elementos de liga, impurezas, processos de obtenção da liga e tratamentos térmicos

aplicados ao metal.

23

O entendimento das variáveis que influenciam os esforços de corte no processo de

torneamento das ligas de alumínio silício tem grande importância para o

desenvolvimento da indústria metal-mecânica, possibilitando que o processo se torne

mais eficaz, agregando valor e reduzindo custos, tornando-se, então, mais competitiva.

Nesse contexto, este trabalho objetivou avaliar o processo de torneamento

cilíndrico de acabamento para a liga A356 automotiva tratada com diferentes tipos de

anteligas, quais sejam: combinação do modificador de grão (SrAl10%) com três

diferentes tipos de refinadores de grão: TiBAl5/1, TiAl10% e TiCAl315.

As ferramentas utilizadas foram de Metal Duro, sem cobertura (H10) e outra com

cobertura (GC1005).

Posteriormente, repetiram-se os ensaios comparando o melhor resultado dos

ensaios preliminares, caracterizado pelo menor esforço de corte, com a liga A356

tratada por outras duas anteligas combinadas, Strobloy5% e SrTiBAl10%, com

características modificadoras e refinadoras de grão.

Assim, esta dissertação está estruturada em cinco capítulos.

No primeiro capítulo, faz-se uma breve introdução a respeito da importância das

ligas de alumínio e de como o tratamento dessas ligas e a usinagem está correlacionado,

apresentando o objetivo do trabalho.

O segundo capítulo trata da revisão da literatura sobre o alumínio e suas ligas do

grupo alumínio silício, refinadores e modificadores de grão, a usinabilidade dessas

ligas, assim como o processo de torneamento e os esforços de usinagem nele

envolvidos.

No terceiro capítulo, são apresentados os materiais e métodos adotados para o

desenvolvimento da dissertação.

No quarto capítulo, são trazidos os resultados obtidos e a discussão destes.

No quinto capítulo, são expostas as principais conclusões e sugestões para

trabalhos futuros.

Finalmente, são apresentadas as referências e os anexos utilizados durante a

execução da pesquisa.

24

2 REVISÃO DA LITERATURA

Este capítulo tem por objetivo fazer uma revisão da bibliografia pertinente às ligas

de alumínio silício, sua aplicação e importância na economia. Mencionam-se as técnicas

de modificação do eutético do silício e refino de grão para essas ligas, com foco na

utilização de anteligas de alumínio para essa aplicação. E, por fim, revisam-se os

estudos sobre a usinabilidade das ligas de alumínio silício e quais os fatores que

influenciam nos esforços envolvidos no processo de torneamento desse material.

2.1 LIGAS DE ALUMÍNIO

Segundo Ribeiro e Abrão (2007), devido à grande demanda da indústria do

transporte, principalmente automobilística e aeronáutica, com o desenvolvimento de

novos produtos, exige-se uma disponibilidade maior de novos materiais aos quais se

tenha qualidade de informações suficientes para seu processamento.

De acordo com Massarete et al. (2013), as vantagens da utilização do alumínio em

substituição a materiais como o aço e o plástico foram sempre reconhecidas, porém a

percepção de que o seu uso era caro demais impedia o crescimento do consumo no País.

O aumento da renda e a maior conscientização sobre temas de sustentabilidade

tornaram o crescimento da demanda de produtos em alumínio uma realidade no Brasil.

Esse fato pode ser observado na Figura 2.1, quando, de 1998 até 2004, o consumo do

metal oscilou de 650 a 750 mil toneladas sem crescimento expressivo. Em 2013, esse

número dobrou para 1,4 milhões de toneladas.

25

Figura 2.1 – Consumo aparente de alumínio no Brasil

Fonte: adaptado de Massarete et al. (2013).

Para Silva Junior (2008), o alumínio segue o ferro e o aço entre os metais de

maior consumo anual, sendo o mais importante dos metais não-ferrosos. Esse consumo

está ligado à versatilidade do metal devido a algumas características, como: baixa

densidade de 2,7 kg/m³ e ótima condutividade térmica e elétrica, sendo largamente

utilizado em trocadores de calor, evaporadores, aquecedores, cilindros e radiadores

automotivos. Um comparativo entre as propriedades físicas do alumínio, aço e cobre

pode ser observado na Tabela2.1.

Tabela 2.1 – Comparativo entre as propriedades físicas do alumínio, aço e cobre

Propriedades físicas Alumínio Aço Cobre

Densidade (g/cm3) 2,71 7,86 8,90

Temperatura de fusão (°C) 657 1500 1083

Módulo de elasticidade (kg/mm2) 7.000 20.000 12.000

Coeficiente de expansão térmica (20 °C a 100 °C) 24 x 10-6

11,7 x 10-6

17 x 10-6

Condutibilidade térmica a 25 °C (cal/cm/cm2/seg °C) 0,53 0,12 0,94

Condutibilidade elétrica a 20 °C (%IACS) 59 14,5 100

Fonte: ALFA (2014).

O alumínio apresenta ainda boa resistência à oxidação progressiva, já que os

átomos da sua superfície se combinam com o oxigênio da atmosfera, formando uma

26

camada de óxido protetora, que impede a progressão da deterioração do material, o que

permite sua utilização em ambientes salgados (ASM, 1992).

De acordo com Haskel (2009), as ligas de alumínio são agrupadas de acordo com

seus principais elementos de liga e seu processo de fabricação. Suas propriedades

físicas, influenciadas principalmente pela composição química, definem seu uso como

materiais estruturais, assim como suas propriedades mecânicas, induzidas pela

composição química e microestrutura.

A NBR ISO 209 (ABNT, 2010) determina a composição química do alumínio e

suas ligas expressas em forma percentual em peso de seus elementos de liga. Essa

Norma abrange sistemas de classificação das ligas trabalháveis, das ligas para fundição,

peças, lingotes e de alumínio primário, além da densidade nominal das ligas

trabalháveis de alumínio.

As ligas de alumínio para fundição, descritas por normas internacionais, são

conhecidas e apresentadas pela Aluminium Association (AA) com nomenclatura própria

composta por quatro dígitos. O último dígito é separado dos primeiros por um ponto, e o

primeiro número indica o elemento principal, conforme observado na Tabela2.2

Tabela 2.2 – Nomenclatura para Ligas Fundidas de Alumínio

Série Elemento Principal

1XX.X alumínio puro (99% min.)

2XX.X ligas alumínio – cobre

3XX.X ligas alumínio – silício – magnésio

ligas alumínio – silício – cobre

ligas alumínio – silício – cobre – magnésio

4XX.X ligas alumínio – silício

5XX.X ligas alumínio – magnésio

7XX.X ligas alumínio – zinco

8XX.X ligas alumínio – estanho

Fonte: Borba (2013).

Os próximos dígitos indicam a liga dentro do grupo, sendo o último dígito

referente à forma de fornecimento:

xxx.0 – Peças fundidas

27

xxx.1 – Lingotes fundidos

xxx.2 – Lingotes fabricados a partir de alumínio primário

As ligas nomeadas com uma letra antes do número significam alguma

diferenciação em algum elemento químico. Por exemplo, a liga A356 se diferencia da

liga 356 devido ao menor teor de ferro contido.

As ligas de alumínio para fundição ainda podem ser identificadas por letra de

acordo com o processo utilizado para a geração das peças, sendo:

D – Die casting (Fundição sob pressão)

P – Permanent mold (Fundição por gravidade ou baixa pressão)

S – Sandcasting (Fundição em areia)

2.2 ANTELIGAS DE ALUMÍNIO

Para que o metal alumínio se transforme em uma liga, com características físicas e

mecânicas próprias, é necessário que se adicionem elementos químicos durante o seu

processo de fabricação.

A maneira mais usual de se fazer esse processo é mediante o uso de anteligas de

alumínio devido ao seu alto rendimento metálico e fácil adição.

Anteligas de alumínio são composições de elementos químicos ligados a uma

matriz de alumínio. Essas anteligas podem ser encontradas no mercado como pastilhas

prensadas de alumínio e outros metais de adição, ambos em pó. Esse material é

comercialmente conhecido como ALTAB ou alumínio tablets. Na Figua2.2 é possível

verificar as pastilhas de alumínio antes e após a embalagem:

28

Figura 2.2 – ALTAB alumínio ferro com 90% de ferro contido

Fonte: autoria própria.

Anteligas de alumínio também são encontradas na forma de lingotes, vergalhões e

barras de alumínio, conforme mostrado na Figura2.3. Estas, além de serem aplicadas na

produção de ligas como elementos de adição, podem também ser utilizadas como

modificadores do eutético do silício em ligas de alumínio silício e/ou refinador de grão

nas mais diversas ligas de alumínio.

29

Figura 2.3 – Anteligas de alumínio em diversos formatos: A) vergalhão, B)

vergalhão em varetas, C) barras e D) lingotes


A escolha do tipo de anteligas e do formato a ser utilizado é conduzida de acordo

com a liga a ser produzida e o processo utilizado para sua fabricação. Já a composição

química das anteligas, assim como seu código de identificação por cor, é normatizada

pela NBR 14330 (ABNT, 2008). Mesmo com essa norma de referência, os diversos

produtores de anteligas têm desenvolvido produtos para aplicações especiais que, por

motivo de exclusividade ou não revisão do documento normalizador, podem não estar

citadas.

2.3 LIGAS DE Al-Si

O alumínio e suas ligas são uma alternativa atrativa para a substituição de

materiais utilizados atualmente na indústria como uma solução para a crescente

demanda por produtos de maior qualidade e durabilidade, sendo substituto principal

para o aço e o ferro fundido, pois permite a redução de peso do componente, a redução

das perdas por corrosão e o aumento do potencial de reciclagem. O considerável

crescimento do consumo desses materiais ao longo dos últimos anos é um bom

indicador dessa tendência.

30

As principais limitações do alumínio referem-se à resistência mecânica e dureza,

que são relativamente baixas, mas que podem ser melhoradas pela adição de elementos

de liga e por meio de tratamentos térmicos específicos. Assim, justifica-se o

crescimento do emprego das ligas de alumínio em um grande número de aplicações,

inclusive naquelas sujeitas a severas solicitações mecânicas (MOREIRA, 2011).

De acordo com Couto et al. (2010), as ligas do sistema Al-Si são as mais

importantes entre as ligas fundidas de alumínio, principalmente por sua alta fluidez,

baixa contração nos fundidos, elevada resistência à corrosão, boa soldabilidade, fácil

brasagem e baixo coeficiente de expansão térmica.

Segundo Moraes (2006), as ligas para fundição em que o silício é o principal

elemento de liga são comercialmente as mais relevantes, especialmente em virtude da

superioridade com relação às características de fundição. A adição de magnésio às ligas

alumínio silício fornece ligas com propriedades mecânicas semelhantes às das ligas

alumínio cobre, além de apresentarem melhor resistência à corrosão, menor densidade e

características de fundição superiores.

O binário Al-Si é um sistema simples eutético, que ocorre a 580 ºC. A essa

temperatura, o silício forma soluções sólidas com 1,65% em peso de silício e 0,5% em

peso de alumínio de acordo com o diagrama de fase da Figura2.4. As ligas do sistema

Al-Si são divididas de acordo com o seu teor de silício, sendo as ligas hipereutéticas,

com teores entre 13 e 20% em peso de silício, liga eutética com 12,6% em peso de

silício e ligas hipoeutéticas com teor de silício menores que 12,6%.

31

Figura 2.4 – Ligas de alumínio silício: A) Diagrama de fases, B)

Microestrutura ligas hipoeutéticas (1,65% a 12,6% de silício) aumento 150x, C)

Microestrutura ligas eutéticas (12,6% de silício) aumento 400x e D)

Microestrutura ligas hipereutéticas (maior que 12,6% de silício) aumento 150x

Fonte: Warmuzek (2004).

Os sistemas eutéticos são caracterizados pela reação eutética, isto é, pela

decomposição isotérmica de uma fase líquida em duas sólidas durante a solidificação e

reação inversa na fusão.

Ligas eutéticas são utilizadas em aplicações em que a resistência não é um

critério, como, por exemplo: utensílios domésticos e carcaças de bombas hidráulicas,

pois apresentam alto grau de fluidez e baixa contração na solidificação. As ligas

hipoeutéticas e hipereutéticas são utilizadas comercialmente em aplicações como:

32

rotores, corpos de válvulas, pás para ventiladores náuticos, pistões, cilindros e blocos

automotivos (CRIADO; MARTINÉZ; CALABRÉS, 2003).

Para Silva Junior (2008), as ligas binárias Al-Si combinam alta resistência à

corrosão, boa soldabilidade e baixa densidade, além de apresentarem grande gama de

propriedades físicas e mecânicas que dependem da microestrutura e do teor de silício.

A Figura2.5 mostra a influência do teor de silício nas propriedades das ligas Al-Si:

Figura 2.5 – Influência do teor de silício nas propriedades das ligas de

alumínio

Fonte: Mondolfo (1976).

De acordo com Araújo (2012), a baixa solubilidade do silício em alumínio

provoca sua precipitação como silício puro, motivo pelo qual o mesmo apresenta boa

resistência à abrasão. A morfologia do silício precipitado, presente em ligas para

fundição, é prejudicial às propriedades mecânicas como a ductilidade e a tenacidade.

33

2.4 LIGA A356

Segundo Angeloni (2011), 90% das ligas para fundição de alumínio são da série

300, pois são ligas binárias que possuem excelente ductilidade, resistência à corrosão e

boa resistência à tração. De acordo com a ASM (2004), sua composição é dada de

acordo com a Tabela2.3.

Tabela 2.3 – Composição da liga A356

Elementos

(%)

Si Mg Cu Mn Fe Zn Ti Outros

(cada)

Outros

(Total)

A356.0 6,5-

7,5

0,25-

0,45

0,20 0,10 0,20 0,10 0,20 0,05 0,15

Fonte: (ASM, 2004).

A presença do cobre nessas ligas melhora a usinabilidade e aumenta a resistência

mecânica, mas reduz a ductilidade. A presença do magnésio permite que essas ligas

possam passar por tratamento térmico, aumentando, assim, a sua resistência mecânica.

Na Tabela2.4, pode-se verificar as propriedades da liga A356 de acordo com a ASM

(2004):

34

Tabela 2.4 – Propriedades da liga 356

Características Massa Térmica Fabricação

Densidade 2,685 g/cm³ a 20⁰C - -

Calor Específico - 963 J/kg.k a 100 ⁰C -

Calor Específico - 389 kJ/Kg -

Calor Latente de Fusão - 615 ⁰C -

Temperatura em

estado sólido

- 555 ⁰C -

Temperatura de Fusão - - 675 ⁰C a 815 ⁰C

Temperatura de

Vazamento

- - 675 ⁰C a 790 ⁰C

Fonte: ASM (2004).

A liga A356 é uma liga hipoeutética do binário alumínio silício, usualmente

aplicada em componentes de manufatura para a indústria automotiva e aeroespacial

devido às suas propriedades físicas e mecânicas. São utilizadas em muitas aplicações

estruturais que requerem alta resistência mecânica a baixo peso, tenacidade ao impacto,

baixo coeficiente de expansão térmica e boa resistência à corrosão.

As principais características da liga A356 são: boa resistência mecânica, alta

resistência à corrosão e pode ser submetida a tratamento térmico e soldabilidade.

Entretanto, de acordo com Mallapur, Udupa e Kori (2010), para a obtenção de

melhores propriedades físicas e mecânicas, as ligas de alumínio precisam passar por

tratamentos, sejam eles antes da solidificação, isto é, no banho de metal líquido, sendo

eles: refino de grão e modificação do eutético do silício, ou após a solidificação por

meio do tratamento térmico.

A liga A356 é uma das ligas mais fáceis de serem fundidas. Por esse motivo, ela

apresenta diversas aplicações: componentes de uso geral, coletores de admissão,

cilindros, blocos e cabeçotes, conforme exemplo da Figura2.6, pistões de automóveis e

rodas, componentes aeroespaciais estruturais, de combustível do motor e bombas de

água, habitação e componentes da suspensão:

35

Figura 2.6 – Bloco de motor em liga A356 Chevy LS7: big smallblock

Fonte: Hernandes (2014).

2.5 MODIFICADORES DE GRÃO

Segundo Dinnis, Taylor e Dahle (2005), em ligas de alumínio silício não

modificadas, o silício eutético é a fase que primeiro nucleia e cresce.

Ainda de acordo com Lourençato (2008), as ligas de alumínio silício apresentam

morfologia em forma de agulhas grosseiras e não-uniformes, conforme apresentado na

micrografia da Figura2.7(A), característica que afeta diretamente propriedades físicas da

peça, como: a ductilidade, a fadiga e a resistência à tração.

Porém, a morfologia dessas ligas pode ser transformada em uma estrutura fibrosa

e fina, como a mostrada na Figura2.7(B), através da modificação do eutético do silício.

Essa modificação pode ser realizada de duas maneiras: por adição química ou por

têmpera.

36

Figura 2.7 – Variação da morfologia Al-Si nas ligas de alumínio silício: A)

Sem modificação e B) Completamente modificada

Fonte: Kaufman e Rooy (2004).

A modificação química consiste em tratar a liga de alumínio silício por adição de

agentes modificadores do eutético do silício. De acordo com Lourençato (2008), os

modificadores mais usuais são: o sódio, o estrôncio, o cálcio e o antimônio.

Em conformidade com Peres et al. (2005), após a adição de modificadores

químicos na produção da liga de alumínio silício, acontece uma diminuição da

temperatura de nucleação e de crescimento na interface sólido/líquido, em razão do

refino da estrutura eutética, o que força a fase de silício a adotar uma morfologia fibrosa

e irregular.

Adições desses elementos (entre 0,005 e 0,02% em peso) promovem fortes

alterações no crescimento da fase β (silício) do eutético: a fase β passa a exibir uma

morfologia mais refinada, aumentando a ductilidade e outras propriedades mecânicas

das ligas do binário alumínio silício fundida (ALMEIDA et al., 2008).

Segundo Araújo (2012), a modificação com a adição de estrôncio é realizada por

meio da adição de estrôncio metálico ou na forma da anteliga Al-Sr, enquanto a

modificação por sódio é feita por meio de adições de sódio metálico ou de fluxos

contendo esse elemento. O sódio é um modificador mais eficiente que o estrôncio, pois

promove modificação completa mais facilmente. Entretanto, devido à sua maior

tendência à vaporização, o seu efeito modificador perde-se com mais rapidez do que o

do estrôncio. Em banhos modificados com sódio, o efeito modificador permanece por

cerca de 30 minutos.

37

Sathyapal e Prabhu (2008) afirmam que, no caso do estrôncio, o efeito permanece

por mais de duas horas. Outro ponto negativo do sódio é o ataque aos cadinhos de

fusão. Ainda segundo Fuoco et al. (1991), o tratamento de modificação com sódio é

também apontado como causador de redução da fluidez das ligas alumínio silício, o que

inviabiliza mais ainda a utilização desse agente modificador.

Na perspectiva de Pereira (2011), para a escolha dos modificadores de grão, a

opção entre a modificação por sódio ou estrôncio é determinada por vários fatores. A

modificação por sódio é considerada a mais eficiente. No entanto, o rápido

desvanecimento, a grande quantidade de fumo e o difícil controle da operação de adição

têm conduzido a maioria das fundições a optar pela modificação por estrôncio.

Araújo (2012) mostra de maneira resumida, na Tabela2.5, as vantagens e

desvantagens entre a utilização dos seguintes agentes modificadores: o estrôncio, o

sódio e o antimônio.

Tabela 2.5 – Comparativo entre agentes modificadores

Agente

modificador

Vantagens Desvantagens

sódio (Na) baixo custo volátil

perda rápida do efeito na fundição

(desvanecimento)

antimônio (Sb) desvanecimento permanente alto custo

tóxico

estrôncio (Sr) custo médio bom

desvanecimento rápido

favorece a solubilidade do hidrogênio e

a formação de porosidade

Fonte: Araújo (2012).

Devido à alta reatividade do estrôncio com o ar, sua adição em ligas de alumínio

silício é usualmente realizada na forma de anteliga Al-Sr, com composições comerciais

comuns de SrAl5%, SrAl10%, SrAl15% e SrAl20%, em que o valor numérico em

percentual significa o percentual de estrôncio contido em cada anteliga.

Segundo Furlan e Fuoco (2008), a adição do estrôncio está intimamente ligada à

modificação das propriedades mecânicas da liga A356, especificamente no

alongamento.

Os experimentos realizados por Closset e Gruzleski (1982) demonstram que a

condição de modificação completa da liga ocorre com níveis de adição de estrôncio

38

entre 0,010 e 0,012% conforme curvas de alongamento da liga A356 para três condições

de taxa de resfriamento mostradas por Furlan e Fuoco (2008) na Figura2.8. O estrôncio,

quando em porções maiores que a necessária para a modificação do eutético, pode

formar partículas Al2Si2Sr que diminuem a eficiência da anteliga e o super resfriamento

para a nucleação.

Figura 2.8 – Alongamento para diversos níveis de adição de Sr em uma liga

A356 para três taxas de resfriamento: (1) taxa de resfriamento de 1,5 °C/s, (2) taxa

de resfriamento de 0,5 °C/s e (3) taxa de resfriamento de 0,08 °C/s

Fonte: Closset e Gruzleski (1982 apud FURLAN; FUOCO, 2008).

Ainda segundo Lourençato (2008), a adição de tais elementos promove grandes

alterações no crescimento da fase β eutética do silício, que começa a mostrar uma

morfologia mais refinada, aumentando, assim, a ductilidade em ligas de Al-Si fundidas.

Essa modificação na estrutura pode ser observada conforme a imagem obtida em

microscópio eletrônico de varedura (Figura2.9).

39

Figura 2.9 – Liga A356 com ataque profundo (NaOH 20%) – MEV: (a) Liga

não modificada (2000x) e (b) Liga modificada com 20 ppm de estrôncio (4000x)

Fonte: Furlan e Fuoco (2008).

2.6 REFINADORES DE GRÃO

Segundo Kori, Murty e Chakraborty (2000), as ligas hipoeutéticas de alumínio

silício têm grande porção da fase α-Al em sua microestrutura. A redução dessa fase pela

utilização de refinadores de grão pode melhorar a qualidade das peças fundidas.

Li Bao et al. (2009) citam que a melhoria da qualidade é devida à existência de

uma estrutura fina de grãos aquixiais, pois essa microestrutura provoca uma melhoria na

dispersão das partículas de segunda fase e reduz a porosidade na estrutura, aumenta a

fluidez do metal líquido e melhora o acabamento superficial da peça, a usinabilidade e

as propriedades mecânicas da peça final.

Na maioria das situações práticas, é desejável que a estrutura de solidificação se

apresente na forma de grãos equiaxiais, conforme ilustrado na Figura2.10, já que esse

tipo de microestrutura caracteriza-se pela isotropia de suas propriedades mecânicas. O

tipo e o tamanho dos grãos formados são determinados pela composição química da

liga, pela taxa de resfriamento e por interferências de natureza química na composição

do líquido ou na mecânica durante o processo de solidificação (MOREIRA, 2011).

40

Figura 2.10 – Efeito do refinador de grão: (a) sem refino e (b) após refino.

Ambos atacados utilizando solução de Poulton

Fonte: Kaufaman e Rooy (2004).

De acordo com Shabestari e Malekan (2010), a adição de inoculantes, conhecida

como inoculação, é uma das práticas mais efetivas para o refino do grão na

macroestrutura bruta de solidificação. Essa adição é realizada por meio da utilização de

anteligas que garantem a formação de uma estrutura fina de grãos equiaxiais,

eliminando o crescimento de grãos colunares (ARANGO; MARTORANO, 2011)

Conforme Pereira (2011), existem vários tipos de refinadores utilizados no

tratamento de refino de grão das ligas do grupo de alumínio silício. Entre esses

refinadores, estão anteligas como: o TiAl, o TiBAl, o TiCAl e o BAl, todas constituídas

de composição variável, cuja escolha depende do maior ou menor grau de refino que se

pretende e da composição do metal líquido.

As quantidades de anteliga utilizadas para refino de grão devem ser suficientes

para refinar a estrutura, porém não devem exceder os limites máximos de cada liga, a

fim de que não interfiram nas propriedades químicas das mesmas.

Assim como os modificadores de grão, os refinadores de grão também possuem

um tempo de ação. Para Kramel (2009), o efeito máximo dos refinadores de grão é

obtido após cinco a dez minutos da adição no banho. Esse efeito, após 45 minutos,

começa a diminuir. Para que seja reativado, são necessárias novas adições.

Os mecanismos de refinamento de grão podem ser expressos como a introdução

de potentes núcleos de nucleação heterogênea em grande quantidade dentro do metal.

41

Posteriormente, algumas condições devem ser criadas, seja de forma constitucional, no

aquecimento ou fluxo de metal, de forma a forçar a ativação do maior número dos

núcleos formados e, assim, nuclear o sólido.

Na visão de Lourençato (2008), o crescimento e a nucleação dos grãos não devem

ser tão rápidos. Caso contrário, os primeiros núcleos formados crescerão rapidamente e

irão consumir os outros núcleos, não promovendo, então, a desejável nucleação de

novos grãos.

Para Sigworth e Kuhn (2007), a melhor explicação dos mecanismos de refino de

grão foi dada em 1983 por Backerud. Segundo essa teoria, a adição de titânio é

realizada por meio de anteligas de alumínio, que contêm entre cinco e dez por cento de

titânio contendo numerosos cristais do composto de alumineto de titânio, o TiAl3.

Quando essa anteliga é adicionada, normalmente alguns minutos antes do vazamento,

milhões de TiAl3 são liberados para a fusão.

Ao entrar em contato com o alumínio líquido, o TiAl3 começa a se dissolver. Isso

significa que o metal líquido na superfície da partícula torna-se enriquecido em titânio.

Então, esse composto começa a solidificar a uma temperatura que está acima do ponto

de fusão da liga base. Por esse motivo, a primeira nucleação sólida estará na superfície

da partícula de TiAl3.

O cristal de alumínio cresce em seguida, em torno da superfície da partícula de

TiAl3, no processo que consome o titânio na periferia e o crescimento da dendrita. À

medida que a liga se resfria, inicia-se novamente o crescimento da dendrita.

Na Figura2.11, é possível verificar a representação do processo de solidificação

em corpos de provas de alumínio refinado com silício pelo esquema proposto por

Guzowski, Sigworth e Sentrener (1987):

42

Figura 2.11 – Representação do processo de solidificação em corpos de

provas de alumínio refinado com silício (“Os estágios do 1° ao 7° representam a

progressão da solidificação durante o resfriamento”)

Fonte: Guzowski, Sigworth e Sentrener (1987).

Outra teoria para o refino de grão a partir da adição de Ti, citada por Lourençato

(2008), é a Teoria do Carboneto TiC, na qual Cibula (1951-1952), ao encontrar grande

número de partículas de carboneto TiC, principalmente para teores de titânio no líquido

abaixo da composição peritética, sugere que tais carbonetos são os agentes nucleantes.

O cristal TiC possui características semelhantes ao alumínio. Tais semelhanças

sugerem a possibilidade de epitaxia entre esses dois tipos de estruturas cristalinas.

Portanto, ocorre a possibilidade de nucleação de alumínio por TiC. Além disso, tais

43

carbonetos apresentam alto ponto de fusão e alta estabilidade no alumínio líquido à alta

temperatura.

Segundo Lim (2010), as ligas TiBAl contendo TiAl3 solúvel e partículas de TiB2

insolúveis têm sido amplamente utilizadas em fundições de alumínio com diferentes

proporções de titânio e boro para refino de grão por diferentes processos.

De acordo com Quested e Greer (2005), as partículas dissolvidas de TiAl3 servem

para aumentar o teor de titânio na liga e para restringir o crescimento dos grãos de fase

α –Al após a nucleação, enquanto as partículas de TiB2 insolúveis permanecem estáveis

e funcionando como nucleantes ativos para promover a nucleação heterogênea de grãos

α –Al.

Para Garcia (2001), o titânio é visto como elemento universal para o refino de

grão. Porém, na última década, a utilização do boro, como refinador de grão, tem se

mostrado muito mais eficiente para ligas de alumínio silício, conforme apresentado na

Figura2.12:

Figura 2.12 – Eficiências de titânio e boro no refino de ligas de alumínio

Fonte: Garcia (2001).

Segundo Lim (2010), quando são utilizadas anteligas de titânio boro alumínio

(TiBAl), alguns problemas tendem a aparecer, como: aglomeração dos boretos,

saturação de filtros e defeitos causados pelo envenenamento de certos elementos como

zircônio, vanádio e cromo. Sebaie et al. (2008) citam que esses problemas levaram ao

desenvolvimento de alternativa ao refinador do grão de ligas de titânio carbono

alumínio (TiCAl).

44

Partículas TiC nessa nova classe de refinadores de grão são menores do que as

partículas de TiB2 e menos propensas à aglomeração. Os refinadores de grão TiCAl

contêm TiAl3 e TiC, partículas que não são afetadas pelos elementos zircônio, vanádio e

cromo.

Também, é importante ressaltar que as partículas de TiB2 são mais duras que as

partículas de TiC, as quais, segundo Tedpella (2014), têm suas durezas expressas em

Knoop, 4400 e 2470, respectivamente.

Boot et al. (2002) estudaram o efeito da adição de diferentes refinadores de grão e

da adição do estrôncio em uma liga Al-Si do tipo A356 (com 0,1% do peso de titânio)

produzida em uma fundição. Esses autores observaram a susceptibilidade de defeitos,

tais como: trincamento a quente, casca de fundição, porosidade e trinca de contração.

Eles observaram ainda um efeito negativo sobre o refino de grão, quando

adicionaram mais 0,1% de titânio na liga fundida A356. Essa liga, que já possui 0,016%

em peso de Ti, mostra ter o titânio em excesso suficientemente, capaz de se promover

um bom desempenho referente ao refino de grão (LOURENÇATO, 2008).

2.7 USINABILIDADE DAS LIGAS DE Al-Si

Conforme Maia et al. (2010), devido à baixa temperatura de fusão do alumínio, o

contato ferramenta-peça produzirá sempre menos calor, se comparado com aços, e

poderia comprometer as dimensões da peça usinada, a vida da ferramenta ou até mesmo

promover mecanismos termicamente ativos. Por esse motivo, o alumínio é um material

considerado de fácil usinagem.

De acordo com Diniz et al. (2013), ligas de alumínio podem ser facilmente

usinadas. Por que há baixa resistência mecânica e a energia consumida por unidade de

metal removida é muito baixa. A exceção são as ligas que contêm silício, pois as

partículas de silício são abrasivas e desgastam rapidamente a ferramenta de metal duro.

Segundo Santos (2006), existem diversas dificuldades de se usinarem ligas de

alumínio silício se comparadas com outros grupos de ligas de alumínio. Porém, o uso de

ferramentas de metal duro e o uso apropriado de fluidos lubri refrigerantes são opções

para esses processos. Ferramentas de diamante policristalino, quando utilizadas em

processos de usinagem dessas ligas, podem aumentar a vida de ferramenta.

É sabido que, em condições normais de usinagem, as ligas de alumínio

apresentam cavaco com formato longo e acabamento superficial ruim devido à sua alta

45

ductilidade, além do aparecimento de arestas postiças de corte por causa da sua alta

condutividade térmica. De acordo com Diniz et al. (2013), a seleção correta da

ferramenta de corte, com ângulo de corte bastante positivo, conforme mostrado na

Figura2.13, pode garantir um cisalhamento perfeito do cavaco eliminando os problemas

acima descritos:

Figura 2.13 – Ângulos de folga (αo), de cunha (βo) e de saída (γo)

Fonte: Suarez (2008).

2.8 PROCESSO DE TORNEAMENTO

Conforme Kawi (2011), as operações de usinagem representam a maior classe de

operações de manufatura atualmente, em que o torneamento é o processo de remoção de

material mais comumente empregado.

Na perspectiva de Trent e Wright (2000), o torneamento é a operação de usinagem

na qual o material a ser cortado é fixado ao mandril de um torno e rotacionado,

enquanto a ferramenta, presa firmemente em um porta-ferramentas, move-se em um

plano que, idealmente, contém o eixo de rotação da peça.

Para Ferraresi (1977), o processo de torneamento pode ser definido quanto à

forma da trajetória, sendo retilíneo: cilíndrico externo, mostrado na Figura2.14, interno

ou sangramento axial e ainda cônico ou radial:

46

Figura 2.14 – Torneamento Cilíndrico Externo

Fonte: Sandvik (2012).

Machado et al. (2009) classificam a operação de torneamento em desbaste e

acabamento. Na operação de desbaste, não há preocupação com a qualidade superficial,

pois a prioridade é a elevada taxa de remoção do material, enquanto que na operação de

acabamento é considerada a operação final, observando a qualidade final da superfície e

as tolerâncias dimensionais da peça.

2.9 FORÇAS DE USINAGEM

Na ótica de Amorim (2002) e de Trent e Wright (2000), as forças envolvidas no

processo de usinagem são de extrema relevância para a determinação dos parâmetros do

processo, sendo elas: potência requerida e para o projeto de máquinas operatrizes,

suportes e fixação de ferramentas, com rigidez adequada e livre de vibração. Porém, a

força de corte pode ser um importante indicador da usinabilidade, constituindo um

parâmetro crucial na tomada de decisões sobre o material a ser usado em determinada

operação.

As forças de usinagem influenciam o desenvolvimento de mecanismos de

desgaste que podem determinar o colapso da ferramenta de corte. Por esse motivo, o

monitoramento desses esforços pode ser um valioso instrumento de controle do desgaste

das ferramentas. Para Rodrigues et al. (2007), as forças de usinagem podem ainda

47

representar um índice de usinabilidade e atuam como parâmetro para controle

adaptativo de processo.

A força de usinagem é a força total resultante sobre a cunha cortante da

ferramenta durante o processo de usinagem. Esta pode ser composta por duas

componentes: estando uma delas presente no plano de trabalho, chamada força ativa;

(Fu) e uma segunda componente perpendicular ao plano de trabalho, chamada força

passiva (Fp).

Segundo Diniz et al. (2013), a força ativa (Fu) é a componente que contribui para

a potência de usinagem, pois ela se encontra no plano de trabalho, no qual os

movimentos de usinagem são realizados. Essa força pode ser decomposta em outras

duas: a força de corte (Fc) e a força de avanço (Ff) conforme a Figura2.15:

Figura 2.15 – Esforços de Usinagem e suas componentes

Fonte: adaptado de Ferraresi (1977).

De acordo com Trent e Wright (2000) e Zerbetto, Peixoto e Barros (2014), o

conhecimento da força de corte pode nos auxiliar a estimar a potência requerida para o

projeto da máquina operatriz, o projeto do suporte de fixação de ferramenta e a rigidez

adequada da máquina.

48

Uma forma prática de determinar a força de corte (Fc) em um processo de

usinagem é por meio da equação 1:

Fc = Ks x A (1),

onde Ks é a pressão específica de corte e A é a área da seção de corte, mostrada na

Figura2.16 e definida pela equação 2:

A = b x h = ap x f (2),

onde b é referente ao comprimento de corte e h a espessura de corte, definidos

pelas equações 3 e 4:

b = ap / sen (χr) (3)

e

ap = f x sen (χr) (4).

Figura 2.16 – Determinação da área de contato ferramenta-peça para o

cálculo da pressão específica de corte

Fonte: Amorim (2002). Adaptado de Ferraresi (1977).

49

Uma das maneiras, mais próximas dos valores medidos, de se calcular a pressão

específica de corte (Ks) foi definida por Kienzle em 1951 mediante a medição direta das

forças em usinagem, motivo pelo qual é bastante usada de acordo com Amorim (2002).

Dessa forma, o Ks é calculado em função da espessura de corte (h), enquanto as

constantes Ks1 e z são determinadas pelo material, conforme equação 5:

Ks = Ks1 / hz (5).

A força de corte pode ser afetada por vários fatores, que podem servir como

variáveis importantes para a determinação da vida da ferramenta em um processo de

usinagem, sendo eles: material da peça, material da ferramenta, geometria da

ferramenta, velocidade de corte e uso ou não de fluido de corte, entre outros.

2.9.1 Material da Peça

Na visão de Santos (2006), quando o material da peça tem afinidade química com

o material da ferramenta, uma zona de aderência estável e forte será formada na área da

seção de corte, aumentando o coeficiente de atrito na interface da ferramenta com a

peça e, consequentemente, aumentando a força de corte. Entretanto, se não houver

afinidade metalúrgica, não existirão fortes ligações de aderência, o coeficiente de atrito

será baixo e a força de usinagem reduzida.

O alumínio apresenta módulo de elasticidade de 69 GPa, enquanto aços de baixo

carbono apresentam módulo de elasticidade da ordem de 200 GPa. Isso significa que,

sob a mesma força de corte, o alumínio se deforma três vezes mais que o aço. Essa

propriedade do metal alumínio provoca consequências negativas na obtenção de boas

superfícies usinadas e pode gerar deformações indesejadas durante os processos de

usinagem.

Segundo Diniz et al. (2013), a alta condutividade térmica do alumínio faz com

que o calor gerado durante o processo de usinagem seja atraído para a peça. Esse fato

favorece a redução dos esforços de usinagem.

Quando da usinagem de ligas do grupo alumínio silício, o silício endurece o

alumínio por solução sólida e acelera o desgaste por abrasão. Ele ainda possui maior

ponto de fusão. Por esse motivo, o aumento da fase rica em silício aumenta as tensões e

temperatura presentes na interface entre ferramenta e peça durante o processo de

50

usinagem. Ou seja, o teor de silício da liga pode proporcionar partículas primárias mais

duras que ocasionam desgaste por abrasão da ferramenta (BORBA, 2013).

2.9.2 Material da Ferramenta

De acordo com Amorim (2002), a ação do material da ferramenta sobre a força de

corte é representativa se existe afinidade deste com o material da peça. Neste caso,

pode-se observar a ocorrência de uma zona de aderência estável e forte que promove um

aumento da força de corte. Caso não ocorra essa interação, a diminuição do atrito na

interface cavaco-ferramenta, a força de corte tende a diminuir.

Ferramentas de metal duro são amplamente utilizadas no processo de usinagem. O

desenvolvimento de coberturas para essas ferramentas ampliou a utilização das mesmas,

por garantir maior dureza e tenacidade, aumentando o desempenho dessas ferramentas.

Segundo González et al. (2012), o uso de revestimento nas ferramentas de corte tem

como vantagens:

- aumentar a dureza: apesar de o alumínio puro ser de fácil usinagem, ligas de

alumínio silício apresentam pontos de alta dureza, onde o alumínio se encontra livre;

neste caso, quanto maior a dureza da ferramenta, mais resistente a essas partículas

duras.

- aumentar a resistência ao desgaste: devido ao baixo coeficiente de atrito e à

estabilidade das partículas inseridas no metal duro.

- diminuir o coeficiente de atrito para facilitar a saída do cavaco: reduzindo as

forças de corte, evitando a aderência em superfícies de contato e reduzindo o calor

gerado.

- reduzir a energia térmica que flui pela ferramenta: após a aplicação de cobertura,

as ferramentas apresentam baixa condutividade térmica, que protege a aresta de corte e

aumenta a remoção de calor através do cavaco, facilitando o corte e reduzindo as

variações dimensionais por dilatação da peça usinada.

A Tabela2.6 apresenta uma comparação entre as propriedades mecânicas de

ferramentas com diferentes recobrimentos e sua resistência a desgastes, onde o símbolo

(++) representa melhor propriedade mecânica ou melhor resistividade a desgaste que

quando apresentado o símbolo (+).

51

Tabela 2.6 – Comparação das propriedades mecânicas e da resistência ao desgaste

de algumas coberturas de ferramenta de corte

Recobrimento Efeito

Barreira

Térmica

Capacidade

de União

com

Substrato

Coeficiente

Fricção

Desgaste

de

Flanco

Desgaste

de

Cratera

Tenacidade

TiC + ++ ++ ++ + ++

Al2O3 ++ + + + ++ +

TiN ++ ++ ++ + + ++

TiCN + ++ + ++ + ++

Fonte: adaptado de González et al. (2012).

Segundo Viana e Machado (2003), diversas pesquisas vêm sendo desenvolvidas

com ferramentas revestidas, tendo maior aplicação os revestimentos a partir de nitreto

de titânio (TiN). Esse composto possui grande gama de aplicação devido ao fato de

possuir um bom balanço entre propriedades como: dureza, tenacidade, aderência (sobre

o aço rápido e o metal duro), estabilidade química, estabilidade térmica e reduzido

coeficiente de atrito. Ele apresenta um contínuo sucesso pelo seu ótimo desempenho em

diversos trabalhos científicos.

O carbonitreto de titânio (TiCN) e o nitreto de titânio alumínio (TiAlN) podem ser

utilizados em ferramentas de metal duro como mono ou multicamadas. Boa resistência à

oxidação, baixa condutividade térmica, elevada dureza a frio e a quente e estabilidade

química são características dessas coberturas. São indicados para aplicações onde a

abrasão é predominante ou onde materiais tenazes têm que ser usinados.

As forças de avanço e passiva também podem ser influenciadas pelos fatores

citados. Porém, se comparados com outros fatores como a velocidade de corte e alguns

ângulos da ferramenta, esses fatores não são expressivos.

52

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo, são apresentados os materiais e métodos utilizados para realização

desta pesquisa, a fim de avaliar os esforços de usinagem presentes durante o processo de

torneamento cilíndrico tangencial de acabamento para liga A356 com diferentes

refinadores e modificadores de grão.

O fluxograma mostrado na Figura3.1 ilustra os passos seguidos para a obtenção

dos corpos de prova e os procedimentos adotados para a elaboração e execução dos

ensaios, assim como a metodologia de coleta dos resultados:

Figura 3.1 – Fluxograma seguido para o planejamento e realização dos

experimentos


53

3.1 OBTENÇÃO DA PEÇA

As peças foram obtidas pelo processo de fundição em molde permanente de

acordo com as dimensões descritas no Anexo F. Na Figura3.2 pode ser observado um

corpo de prova da liga A356 após o processo de fundição:

Figura 3.2 – Corpo de prova após processo de fundição


A liga selecionada para a fundição das peças foi definida conforme composição da

liga A356 segundo os limites de composição para cada elemento químico descritos na

Tabela3.1.

Tabela 3.1 – Composição da liga A356 utilizada nos corpos de prova

%Fe %Si %Mg %Ti %Sr %B %C

0,100 -

0,200

=7,000 =0,220 =0,110 =0,012 <= 0,008 <= 0,002


Para o tratamento do metal, durante o processo de solidificação, foram utilizadas

anteligas com características de refinador e modificador de grão fornecidas pela LSM

Brasil.

54

Existe, também, a possibilidade de se utilizarem anteligas combinadas, ou seja,

que possuem características de refinadores e modificadores de grão em um único

produto, sendo elas: o SrTiBAl10% e o Strobloy5%, ambas fornecidas pela LSM Brasil.

Assim, ensaios preliminares de torneamento foram realizados utilizando-se corpos

de prova tratados com diferentes refinadores de grão, como o TiBAl5/1, o TiAl10% e o

TiCAl315, e apenas um modificador de grão, o SrAl10%.

Os ensaios definitivos foram realizados permitindo comparar os resultados

preliminares a novos testes em corpos de prova da liga A356 tratados com anteligas

combinadas, conforme já citado.

Na Tabela3.2, é apresentada a composição química das anteligas utilizadas na

fusão dos corpos de prova.

Tabela 3.2 – Composição química (%) principal das anteligas utilizada na fusão

dos corpos de prova

ANTELIGA %Sr %Ti %B %C %Al

TiBAl5/1 - 5 1 - Restante

TiAl10% - 10 - - Restante

TiCAl315 - 3 - 0,015 Restante

Strobloy5% 5 1,60 1,40 - Restante

SrTiBAl10% 10 1 0,20 - Restante

SrAl10% 10 - - - Restante


Na Tabela3.3 é mostrado o consumo específico de anteliga por tratamento de

corpo de prova desta pesquisa.

Tabela 3.3 – Consumo específico de anteliga por corpo de prova

Consumo específico em kg/t

Corpo de

prova

SrAl 10% TiBAl5/1 TiAl10% TiCAl315 Strobloy 5% SrTiBAl 10%

peça 1 1,2 2,8 - - - -

peça 2 1,2 - 2 - - -

peça 3 1,2 - - 2 - -

peça 4 - - - - 2,16 -

peça 5 - - - - - 2,8


55

Na Tabela3.4 mostra-se uma relação entre o consumo específico utilizado para a

fusão dos corpos de prova e a quantidade de alumínio contido em cada anteliga

utilizada. Esses dados vão nos auxiliar na análise de custos ao final da análise dos

resultados.

Tabela 3.4 – Quantidade de alumínio contido na Anteliga de acordo com o

consumo específico adotado

Anteliga Consumo Al (kg)

SrAl 10% 1,20 1,08

TiBAl5/1 2,8 2,58

TiAl10% 2 1,80

TiCAl315 2 1,94

Strobloy 5% 2,16 1,99

SrTiBAl 10% 2,8 2,49


Os corpos de prova foram fundidos em uma mesma condição de solidificação,

onde foi controlada a condição de resfriamento pelas temperaturas da liga, do cadinho e

da coquilha, mostrada na 0, e da água de resfriamento a uma vazão constante de 1000

LPH e uma temperatura controlada do laboratório de 35,5 ºC, conforme pode ser

evidenciado pelo controle na Tabela3.5.

Tabela 3.5 – Parâmetros de temperatura para cada corpo de prova fundido

Temp. Liga

A356 (⁰C)

Temp.

Cadinho (⁰C)

Temp.

Coquilha

(⁰C)

Temp.

Água (⁰C)

Fusão 01

A 801 743 94 25

B 780 732 91 25

C 780 726 94 25

D 782 739 96 25

Fusão 02

A 785 733 93 25

B 784 734 96 25

C 784 738 93 25

D 790 741 97 26

Fusão 03

A 794 743 95 26

B 795 747 98 26

56

C 788 736 95 26

D 781 727 97 26

Fusão 04

A 787 725 91 25

B 790 735 95 26

C 789 732 99 26

D 794 724 93 25

Fusão 05

A 800 718 98 25

B 799 719 95 25

C 798 711 94 25

D 797 715 92 25


Os corpos de prova foram fundidos no Laboratório de Ensaios Físicos e

Metalográficos da LSM Brasil, mostrado na Figura3.3 localizado na cidade de São João

del-Rei, no estado de Minas Gerais, o qual doou também o material para a fusão e as

análises químicas de todos os corpos de prova, conforme certificados de análise do

Anexo D.

Figura 3.3 – Estrutura utilizada para a fusão dos corpos de prova.

Laboratório metalográfico da LSM Brasil: A- Forno Elétrico, B- Cadinho de

vazamento, C- Tanque de resfriamento

57


Para o controle da taxa de água utilizada no resfriamento, utilizou-se um

rotâmetro mostrado na Figura3.3A. Ele foi calibrado antes da realização da fundição das

ligas utilizando um galão e um cronômetro. Para a medição da temperatura, foram

utilizados termopares do tipo J, interligados a um controlador de temperatura da marca

NOVUS modelo N960, calibrado conforme certificado do Anexo B mostrado

naFigura3.4.

Figura 3.4 – Controlador de temperatura ligado ao termopar


3.2 ANÁLISE QUÍMICA

A análise química dos corpos de prova, mostrada na Tabela3.6, foi realizada com

auxílio de um Spectômetro de emissão ótica Spectrolab da SPECTRO Analytical

Instruments GmbH, mostrado na Figura3.5, calibrado com auxílio de padrões

internacionais e certificado (Anexo A). O certificado de análise dos corpos de prova se

encontra no Anexo D.

Tabela 3.6 – Análise química dos corpos de prova

Anteliga Aplicada Elemento em percentual de teor (%)

Si Fe Mg Ti B Sr

TiAl 10%+SrAl 10% 6,66 0,2321 0,2199 0,1352 0,0011 0,0092

TiBAl5/1 + SrAl 10% 6,67 0,2385 0,2225 0,1291 0,0023 0,0083

TiCAl+SrAl 10% 6,71 0,2398 0,2177 0,1373 0,0011 0,0095

Strobloy 5% 6,93 0,2508 0,2285 0,1374 0,0048 0,0194

SrTiBAl 10% 6,78 0,2744 0,2321 0,1334 0,0015 0,0187


58

Figura 3.5 – Spectômetro de massa utilizado para análise química dos corpos

de prova


3.3 FERRAMETAS, PROCESSO DE USINAGEM E VARIÁVEIS

3.3.1 Ferramentas

Para a realização dos ensaios de torneamento cilíndrico tangencial de acabamento

para liga A356, foram selecionadas duas ferramentas de metal duro, conforme indicado

no catálogo de ferramentas do fornecedor Sandvik mostrado no Anexo E. A primeira é

uma ferramenta sem cobertura, H10, segundo o catálogo do fabricante equivalente à

classe N10, e uma segunda com cobertura, GC1005, segundo o catálogo do fabricante

equivalente à classe N15, mostradas na Figura3.6, e porta-ferramenta, cujas

especificações estão listadas a seguir:

Ferramenta 1: DCGX11T308- AL H10

Ferramenta 2: DCGX11T308-AL GC 1005

Porta-ferramentas: SDJCR 2020 K11

59

Figura 3.6 – Pastilhas utilizadas para o torneamento da liga A356


Ângulos de saída bastante agudos, característica de ferramentas utilizadas na

usinagem de ligas de alumínio e a montagem da pastilha no porta-ferramentas podem

ser observados na Figura3.7.

Figura 3.7 – Geometria da ferramenta utilizada para os ensaios e montagem

da pastilha no porta-ferramentas

Fonte: Sandvik (2012).

60

3.3.2 Máquina Ferramenta

Os ensaios foram realizados no Laboratório de Processos de Fabricação por

Usinagem do DEMEC/UFSJ. A máquina ferramenta utilizada, mostrada na Figura3.8,

foi um centro de torneamento ROMI GL 240M com velocidade de avanço rápido

longitudinal e transversal de 30 m/mim, potência máxima na árvore de 15 kW, rotação

máxima de 6000 rpm e CNC Fanuc Oi TD, conforme Figura 3.8:

Figura 3.8 – Centro de torneamento Romi GL 240M


3.3.3 Parâmetros de Corte

Para a realização do processo de torneamento cilíndrico de acabamento, foram

definidos parâmetros de corte de acordo com as limitações impostas pelo fornecedor das

ferramentas de acordo com o Anexo E:

Profundidade de Corte (ap)= 1,5mm;

61

Avanço (f)= 0,3 mm/rot;

Velocidade de Corte (vc)=510 m/min.

O critério de parada do teste foi determinado por um percurso de avanço de 60

mm no sentido longitudinal da peça. Esse parâmetro é o tempo necessário para que o

corte se estabilize e o dinamômetro possa fazer uma leitura adequada dos esforços de

usinagem durante o processo de corte.

3.3.4 Variáveis de Resposta

Para a avaliação deste processo, foram definidas como variáveis de resposta: a

Força de Corte (Fc), a Força de Avanço (Ff), a Força Passiva (Fp) e o Momento Torçor

(Mt).

Todas as variáveis foram monitoradas com auxílio de um dinamômetro

piezoelétrico estacionário com quatro canais da marca Kistler e modelo 9272, um

amplificador de sinais da marca Kistler, modelo 5070A, e o software DynoWare,

também fornecido pela Kistler, mostrados na Figura3.9.

O sistema de aquisição dessas variáveis foi interligado com um microcomputador

com processador Intel Pentium Dual Core 2.2GHz com 2GB de memória RAM. O

conjunto pode ser observado na Figura 3.9. Os resultados obtidos com auxílio desses

equipamentos serão analisados e discutidos no capítulo 4.

62

Figura 3.9 – Equipamentos para monitoramento das componentes das forças

de usinagem: (a) Dinamômetro Kistler 9272 e (b) amplificador de carga Kistler

5070A


Na preparação dos ensaios, o corpo de prova foi preso na placa rotativa do centro

de usinagem, a ferramenta foi presa com auxílio de um porta-ferramentas ao

dinamômetro e os corpos de prova foram usinados para um diâmetro de 45 mm antes da

realização efetiva dos ensaios, conforme Figura 3.10:

63

Figura 3.10 – Sistema montado e preparado para iniciar os ensaios


As direções das forças a serem medidas, sendo o Fx a medida da força de corte, o

Fy a medida da força passiva e o Fz a medida da força de avanço, podem ser observadas

conforme indicação da Figura 3.11:

64

Figura 3.11 – Direção das forças de usinagem


3.4 METALOGRAFIA E MICRODUREZA

3.4.1 Preparação das Amostras para Micrografia, Ensaios de Dureza e Ensaios de

Microdureza

Para as análises metalográficas e de dureza, foram retiradas amostras de 1 cm2 de

área para cada condição de tratamento por adição de anteliga para a liga A356 e

embutidas em baquelite.

Elas foram desbastadas em lixa 320 e depois lixadas em uma lixa 800. O processo

de polimento é realizado em duas etapas, sendo a primeira utilizando pano para polir

óxido de alumínio da marca Buehler com adição de pasta para polir automotiva n° 2 por

10 minutos. A amostra foi lavada primeiramente em álcool e em seguida em uma

solução de água e sabão. O segundo passo foi realizado utilizando um pano de

polimento da marca Buehler e modelo MicroCloth PSA 10/pk por 25 minutos com

adição de uma solução de 50% de sílica coloidal e 50% de água.

65

3.4.2 Preparação das Amostras para Macrografia

Para a análise da macrografia, foram preparadas amostras de 40 cm de

comprimento retiradas da região a ser realizado o corte. As amostras foram lixadas em

lixa 320 e atacadas por imersão em uma solução de Poultons [12 ml HCl (conc.), 6 ml

HNO3 (conc.), 1 ml HF (48%) e 1 ml H2O] durante 40 segundos e logo após

enxaguadas em água corrente.

3.4.3 Análises Metalográficas

As análises metalográficas foram realizadas nos corpos de prova com o intuito de

caracterizar o material e analisar a interferência da metalurgia no processo de

torneamento para cada condição de tratamento, com diferentes anteligas, da liga A356.

Para essas análises, foi utilizado um microscópio ótico NIKON, modelo Optiphot,

acoplado à câmera de captura modelo CMOS 1S500 da marca Scienon Tecnology,

disponível no Laboratório Metalográfico da LSM Brasil, conforme mostrado na Figura

3.12, e de certificado de calibração conforme Anexo C.

66

Figura 3.12 – Microscópio ótico

Fonte: autoria própria

3.4.4 Ensaios de Dureza e Microdureza

Ensaios de microdureza Vickers e de dureza Brinell foram realizados nos corpos

de prova, da liga A356 tratada com diferentes anteligas, para a caracterização do

material e uma correlação com os resultados obtidos no torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento.

O ensaio de microdureza produz uma impressão microscópica no material,

empregando uma carga menor que 1 kgf, com penetrador de diamante. A preparação do

67

corpo de prova é feita metalograficamente e, por meio de um microscópio, é medido o

valor da distância entre as pontas opostas do quadrado impresso pelo diamante. Para o

ensaio de microdureza, foi utilizado um microdurômetro Mitutoyo MVK-G1, com carga

de 0,5 kg e lente 55x.

O ensaio de dureza Brinell é realizado através da endentação de uma esfera de

metal duro ou aço temperado contra a peça a ser ensaiada com uma força determinada

por um dado espaço de tempo. A partir da relação de diâmetro do endentador, diâmetro

da impressão na peça e força aplicada, é possível chegar ao valor da dureza da peça.

Para o ensaio da dureza Brinell, foi utilizado um durômetro Heckert (Brinell),

com um endentador esférico de 2,5 mm de diâmetro, força 62,5 kgf aplicada durante 15

segundos.

3.5 PLANEJAMENTO DE EXPERIMENTO

Tanto os ensaios preliminares quanto os ensaios definitivos foram conduzidos de

forma aleatória utilizando um planejamento estatístico fatorial através da análise de

variância (ANOVA) e assumindo um nível de confiança igual a 95%.

Para os ensaios preliminares, as variáveis de influência possuem dois níveis para

as ferramentas de corte, três níveis para os refinadores de grão e três réplicas,

numeradas de A1 a A18, para cada condição ensaiada, conforme listados na Tabela 3.7:

Tabela 3.7 – Variáveis de influência para os ensaios preliminares

TiBAl5/1 TiAl10% TiCAl315

Ferramenta 1

DCGX11T308-AL H10

A1/A2/A3

A4/A5/A6

A7/A8/A9

Ferramenta 2

DCGX11T308-AL CG1005

A10/A11/A12

A13/A14/A15

A16/A17/A18


Para os ensaios definitivos, foi considerada a melhor condição dos ensaios

preliminares, combinado com duas outras condições, nas quais foram utilizadas as

anteligas combinadas Strobloy5% e SrTiBAl10% como tratamento na fusão dos corpos

de prova.

68

Nesse segundo caso, são dois níveis para a ferramenta de corte, três níveis para a

anteliga com poder de refinador e modificador de grão e três réplicas, numeradas de A1

a A18, para cada condição ensaiada, mostrados na Tabela 3.8:

Tabela 3.8 – Variáveis de influência para os ensaios definitivos

Melhor

Preliminar

Strobloy5% SrTiBAl10%

Ferramenta 1

DCGX11T308-AL H10

A1/A2/A3

A4/A5/A6

A7/A8/A9

Ferramenta 2

DCGX11T308-AL CG1005

A10/A11/A12

A13/A14/A15

A16/A17/A18


69

4 RESULTADOS

Neste capítulo, são apresentados os resultados dos procedimentos experimentais

do capítulo anterior, assim como as análises e discussões pertinentes a estes. Estão

mencionados ainda assuntos relacionados na revisão bibliográfica com o objetivo de

evidenciar possíveis analogias ou novas respostas de saídas obtidas durante o

procedimento experimental.

4.1 RESULTADO ANÁLISE QUALITATIVA DA MODIFICAÇÃO DE GRÃO

Kaufman e Rooy (2004) sugerem um padrão metalográfico para identificação da

modificação do eutético do silício. Esse padrão é dividido em seis metalografias com

aumento de 200x, em que a Figura 4.1(a) define uma estrutura sem modificação do

eutético, enquanto a Figura 4.1(f) ilustra uma estrutura super modificada.

70

Figura 4.1 – Padrão proposto por Kaufman e Rooy (2004) para os níveis de

modificação do eutético do silício através de micrografia com aumento de 200X em

microscópio ótico: a) estrutura não modificada de f) estrutura super modificada


A partir dos padrões adotados por Kaufman e Rooy (2004), é possível afirmar que

o modificador de grão SrAl10% foi eficaz em todos os corpos de prova, assim como a

utilização das anteligas combinadas SrTiBAl10% e Strobloy5%, pois a utilização dessas

71

anteligas proporcionaram a modificação completa do eutético do silício conforme

Figura 4.2:

72

Figura 4.2 – Modificação de grão, micrografia ótica 200x, corpos de prova

tratados com as anteligas: a) TiBAl5/1+SrAl10%; b) TiAl10%+SrAl10%; c)

TiCAl315+SrAl10%; d) Strobloy5%; e) SrTiBAl10%; e f) Padrão Kaufman e

Rooy (2004).


73

4.2 RESULTADO ANÁLISE QUALITATIVA DO REFINO DE GRÃO

Kaufman e Rooy (2004) disponibilizam um padrão de refino de grão para ligas de

silício alumínio. Este é enumerado em uma escala de 1 a 6, onde em 1 a estrutura é

considerada extremamente fina e em 6 a estrutura é considerada grosseira de acordo

com a Figura 4.3:

Figura 4.3 – Padrão de refino AFE: 1) refino extremamente fino; 2) refino

fino; 3) refino médio; 4) refino pobre, grãos grandes; 5) refino grosseiro; e 6)

refino extremamente grosseiro


A partir desse padrão, é possível comparar qualitativamente os corpos de prova

atacados com uma solução reveladora de Poulton, contendo 60% de ácido clorídrico,

30% de ácido nítrico, 5% de ácido fluorídrico e 5% de água destilada, e concluir que

74

todas as anteligas utilizadas apresentaram bom poder de refino, variando entre

extremamente fino, fino e médio.

A liga A356 tratada com as anteligas TiBAl5/1 e SrAl10% e a liga tratada com a

anteliga SrTiBAl10% apresentaram grau de refino semelhante ao padrão 1, mostrado na

Figura 4.4 e na Figura 4.5. Portanto, a liga A356 tratada com essas anteligas

apresentaram melhor grau de refino entre as anteligas utilizadas neste trabalho.

Figura 4.4 – Teste de refino liga A356 tratada com as anteligas SrAl10% +

TiBAl 5/1(a) comparadas com padrão de refino 1(b)


75

Figura 4.5 – Teste de refino liga A356 tratada com a anteliga SrTiBAl10%(a)

comparada com padrão de refino 2(b)


A liga A356 tratada com as anteligas TiAl10% e SrAl10% apresentou poder de

refino mais pobre, entre as anteligas testadas, pois o seu refino foi comparado ao padrão

de refino 3 de acordo com a Figura 4.6:

76

Figura 4.6 – Teste de refino liga A356 tratada com as anteligas SrAl10% +

TiAl10% (a) comparadas com padrão de refino 3(b)


A liga A356 tratada com as anteligas TiCAl315 e SrAl10% e a liga tratada com a

anteliga Strobloy5% apresentaram grau de refino intermediário, pois o refino de seus

corpos de prova foram comparados com o padrão 2 de acordo com a Figura 4.7 e a

Figura 4.8:

77

Figura 4.7 – Teste de refino liga A356 tratada com as anteligas SrAl10%+

TiCAl315 (a), comparadas com padrão de refino 2(b)


78

Figura 4.8 –Teste de refino liga A356 tratada com a anteliga Strobloy 5%(a)

comparada com padrão de refino 2(b)


4.3 RESULTADO ANÁLISE ESTATÍSTICA DA DUREZA BRINELL

As análises estatísticas deste trabalho foram desenvolvidas com auxílio do

software Excel. Detalhes referentes à montagem de planilhas, termos estatísticos e

desenvolvimento dos cálculos podem ser acompanhados no Anexo G.

Para análise da dureza Brinell (HB) dos corpos de prova, antes do processo de

usinagem, foram retiradas três medidas de cada condição a ser testada: n1, n2 e n3,

conforme mostrado na Tabela 4.1:

79

Tabela 4.1 – Valores de dureza Brinell (HB) para Liga A356 com diferentes

modificadores e refinadores de grão

Condição a ser testada n1 n2 n3

TiBAl5/1+SrAl10% 49 49 50

TiAl10%+SrAl10% 47 50 50

TiCAl315+SrAl10% 47 47 45

Strobloy5% 45 47 49

SrTiBAl10% 50 48 52


Da análise estatística das variâncias, ANOVA, com 95% de confiança, mostrada

na Tabela 4.2, para os resultados de dureza dos corpos de prova, pode-se verificar que

não existe variação entre as amostras analisadas, pois o valor da distribuição de Fisher

calculada (F) é menor que o valor da distribuição de Fisher tabelada para 95% de

confiabilidade (F5%, (i-1), (ij(n-1))), ou seja, a dureza não é afetada pelo tipo de

anteliga utilizada no tratamento da liga A356.

Tabela 4.2 – Análise estatística da dureza Brinell para a Liga A356 com diferentes


GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 55,333333 14 2,96053 3,478049691 Aceita H0

Sstrat 30 4 7,5

Sserro 25,333333 10 2,53333


Mallapur et al. (2010) citam que a adição de anteligas modificadoras de grão e

refinadoras de grão promove melhoria nas propriedades mecânicas da liga A356.

Porém, ao compararem a dureza Brinell da liga A356 tratada com as combinações de

anteligas: TiBAl5/1+SrAl10%, TiAl10%+SrAl10%, TiCAl315+SrAl10%, Strobloy5%

e SrTiBAl10%, não foi possível identificar uma diferença estatística com 95% de

confiabilidade entre as durezas. Esse efeito pode ser explicado pelo fato de os teores

máximos dos elementos químicos titânio, estrôncio, boro e carbono serem respeitados

segundo a norma da AA.

80

4.4 RESULTADO ANÁLISE ESTATÍSTICA DA MICRODUREZA VICKERS

Para análise da microdureza Vickers dos corpos de prova antes do processo de

usinagem, foram retiradas três medidas de cada condição a ser testada: n1, n2 e n3,


Tabela 4.3 – Valores de Microdureza Vickers (HV) da Liga A356 para diferentes


Condição a ser testada n1 n2 n3

TiBAl5/1+SrAl10% 51,1 53,9 52,9

TiAl10%+SrAl10% 51,9 50,7 53,3

TiCAl315+SrAl10% 51,2 51,8 51,5

Strobloy5% 50,1 52 52,2

SrTiBAl10% 52,7 51,2 53,4


Da análise estatística das variâncias, ANOVA, com 95% de confiança, mostrada

na Tabela 4.4, para os resultados de microdureza dos corpos de prova, pode-se verificar

que não existe variação entre as amostras analisadas, sendo que ela não é afetada pelo

tipo de anteliga utilizada no tratamento da liga A356.

Tabela 4.4 – Análise estatística da microdureza Vickers para a Liga A356 com

diferentes modificadores e refinadores de grão

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 16,289333 14 0,67985 3,478049691 Aceita H0

Sstrat 3,4826667 4 0,87067

Sserro 12,806667 10 1,28067


Conforme identificado no teste de dureza Brinell, o teste da microdureza Vickers

também não apresentou diferenças estatísticas com 95% de confiabilidade para os

valores de microdureza Vickers. Esse fato evidencia que o ensaio de microdureza

Vickes pode ser utilizado para caracterizar a liga A356 tratada com diferentes anteligas

no lugar do ensaio de dureza Brinell.

81

4.5 ANÁLISE ESTATÍSTICA DOS ESFORÇOS DE USINAGEM NOS ENSAIOS

PRELIMINARES

Para os ensaios preliminares de usinagem por torneamento cilíndrico tangencial

de acabamento da liga de alumínio silício, A356, com dois níveis de ferramentas: sem

cobertura, H10, e com cobertura, GC1005, em corpos de prova tratados por três níveis

de refinador de grão: o TiBAl5/1, o TiAl10% e o TiCAl315, e combinados apenas com

um único nível de modificador de grão, o SrAl10%, os valores obtidos para o momento

de corte (Mt), medidos em newton metros (Nm), estão de acordo com Tabela 4.5:

Tabela 4.5 – Valores de momento torçor (Mt) para os ensaios preliminares

TiBAl5/1 TiAl10% TiCAl315

H10 20,26 20,36 20,25 20,20 20,19 20,07 20,05 19,99 20,23

1005 20,19 20,24 20,11 19,95 19,93 20,17 19,70 19,66 19,79


Ao analisar os valores do momento de corte (Mt) para os ensaios preliminares, é

possível afirmar que os valores encontrados foram afetados pelo tipo de refinador e pela

cobertura da ferramenta individualmente. Porém, não é possível observar interação entre

as variáveis anteliga e tipo de ferramenta, conforme mostrado na Tabela 4.6:

Tabela 4.6 – Análise estatística do momento de corte (Mt) para os ensaios

preliminares

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 0,68649

SSi 0,18875 1 0,18875 22,304 4,74723 A variável influencia

SSj 0,33198 2 0,16599 19,6143 3,88529 A variável influencia

SSij 0,0642 2 0,0321 3,79331 3,88529 A variável não

influencia

SSerro 0,10155 12 0,00846


Da avaliação da variação do momento torçor (Mt) apenas para os níveis de

refinador de grão, é possível dizer que, quando utilizada a anteliga TiBAl5/1 para o

tratamento da liga A356, são esperados valores maiores de momento torçor (Mt),

conforme gráfico da Figura 4.7, em um processo de torneamento cilíndrico tangencial

82

de acabamento. Esse resultado pode ser explicado devido à grande quantidade de

partículas de TiB2 inseridas na liga A356, que, além de serem abrasivas, possuem

facilidade em se aglomerar.

Os valores de momento torçor (Mt) para os corpos de prova tratados com a

anteliga TiAl10% tiveram tendências de menor valor se comparados com os corpos de

prova tratados com as anteligas TiBAl5/1 e de maior valor se comparados com as peças

tratadas com a anteliga TiCAl315. Esse fato pode ser associado à qualidade do refino de

grão encontrado para essa condição. Por apresentar refino de grão mais pobre que os

corpos de prova tratados com TiBAl5/1 e TiCAl315, podem apresentar porosidades e

pontos de tensão que aumentam o momento torçor (Mt) presentes no processo de

torneamento.

Os valores de momento torçor (Mt) encontrados para os corpos de prova tratados

com a anteliga TiCAl315 apresentaram menores valores de momento torçor (Mt), pois,

além de apresentarem refino de grão superior, as peças tratadas com TiAl10%, não

apresentam em sua composição microscópica partículas grandes, aglomeradas e

abrasivas de TiB2. No lugar dessas partículas, esses corpos de prova apresentam

partículas de TiC, que, além de estarem em menor volume que o TiB2, são menores e

não tendem a se aglomerar, sendo, assim, menos nocivas a ferramenta de corte.

Figura 4.7 – Valores de momento torçor (Mt) para torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento quando analisada apenas a variação de tratamento de

refino de grão


83

Ao se analisarem os valores de momento torçor (Mt) para o torneamento

cilíndrico tangencial de acabamento da liga A356 utilizando ferramentas com e sem

cobertura superficial, é possível verificar que o processo tende a apresentar menores

valores de momento torçor (Mt) quando utilizadas ferramentas com cobertura de TiN e

TiAlN, conforme o gráfico mostrado na Figura 4.8:

Figura 4.8 – Valores de momento torçor (Mt) para torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento quando analisada apenas a variação da cobertura de

ferramenta


A primeira camada, formada a partir do nitreto de titânio alumínio (TiAlN),

confere à ferramenta baixa condutividade térmica, protegendo a aresta de corte e

aumentando a remoção de calor pelo cavaco, além de alta dureza a frio e a quente,

aproximadamente 3300 HV, ajudando a vencer as barreiras das partículas duras e

abrasivas fornecidas pelos tratamentos dos corpos de prova pelas anteligas TiCAl315 e

TiBAl5/1. A segunda camada composta por nitreto de tTitânio (TiN) também reduz o

coeficiente de atrito entre a pastilha e o cavaco e é quimicamente estável.

Esse resultado demonstra que a cobertura da ferramenta minimizou a abrasividade

das partículas de silício, dos boretos (partículas de TiB2) e dos carbetos (partículas de

TiC) presente nos corpos de prova, além de reduzir a ação da porosidade e dos pontos

84

de tensões causados pelo refino de grão pobre promovido quando utilizada a anteliga

TiAl10%. Ainda, evidencia que não houve interação entre as camadas de cobertura da

ferramenta e o material da peça.

O resultado encontrado vem ao encontro da afirmação de Diniz et al. (2013) de

que ferramentas com dupla camada de cobertura são ideais para processos de usinagem

com exigências médias como o caso das ligas de alumínio.

A força de corte (Fc) foi medida em newtons (N) para os ensaios preliminares,

conforme Tabela 4.7:

Tabela 4.7 – Valores de força de corte (Fc) para os ensaios preliminares

TiBAl TiAl TiCAl

H10 336,81 342,70 331,27 336,44 335,10 331,02 329,67 334,57 334,71

1005 335,86 336,68 331,87 334,82 332,44 327,88 325,01 326,67 328,42


A força de corte (Fc), neste caso, corresponde a uma componente do momento

torçor (Mt). Por esse motivo, pode-se observar o mesmo comportamento estatístico

quando utilizada a ferramenta ANOVA, com 95% de confiabilidade, vista no momento

torçor (Mt), conforme mostrado na Tabela 4.8:

Tabela 4.8 – Análise estatística da força de corte (Fc) para os ensaios preliminares

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 325,687



SSij 15,9787 2 7,98937 0,67639 3,88529 A variável não influencia

SSerro 141,742 12 11,8118


Os corpos de prova tratados com a combinação de refinador de grão TiBAl5/1 e

modificador de grão SrAl10% mostraram tendência a maiores valores para os esforços

de corte independente da ferramenta utilizada no processo de torneamento escolhido.

Ao passo que os corpos de prova tratados com a anteliga refinadora de grão TiCAl315,

combinados com a anteliga modificadora de grão SrAl10%, apresentaram tendência a

85

menores valores de esforço de corte, para qualquer ferramenta utilizada no processo de

usinagem escolhido de acordo com o gráfico mostrado na Figura 4.9:

Figura 4.9 – Valores de força de corte (Fc) para torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento quando analisada apenas a variação de tratamento de

refino de grão


Analisando apenas o fator refino de grão, é possível dizer que o corpo de prova

tratado com TiCAl315 ficou mais refinado que o corpo de prova tratado com a anteliga

TiAl10% de acordo com a Figura 4.3, o que vem ao encontro da afirmativa de alguns

autores, como Li Bao et al. (2009), de que a utilização de refinadores de grão com

partículas insolúveis, TiC no caso do TiCAl315 e TiB2 no caso do TiBAl5/1, melhora a

qualidade do refino e deixa a estrutura mais homogênea.

A mesma relação do momento torçor (Mt) pode ser encontrada para a análise

apenas da variação da cobertura de ferramenta, conforme mostrado na Figura 4.10,

onde, quando utilizada ferramenta com cobertura, observa-se uma tendência a valores

mais baixos de força de corte (Fc) se comparado ao mesmo processo de torneamento

utilizando ferramentas sem cobertura.

86

Figura 4.10 – Valores de força de corte (Fc) para torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento quando analisada apenas a variação da cobertura de

ferramenta


Os valores de força de avanço (Ff) expressos em newtons (N), para o torneamento

cilíndrico tangencial da liga A356 tratado com diferentes anteligas e ferramentas com e

sem cobertura, foram encontrados de acordo com a Tabela 4.9:

Tabela 4.9 – Valores de força de avanço (Ff) para os ensaios preliminares

TiBAl TiAl TiCAl

H10 101,19 108,56 98,94 97,43 95,96 98,76 98,68 101,21 100,90

1005 102,66 102,64 94,74 94,63 101,51 99,30 89,59 96,28 89,17


Pela análise estatística da variância, ANOVA, com 95% de confiabilidade para

uma distribuição normal, é possível afirmar que o esforço de avanço (Ff) não foi afetado

pela variação da anteliga no tratamento do corpo de prova, nem pela variável ferramenta

utilizada no processo de torneamento cilíndrico tangencial de acabamento da liga A356,


87

Tabela 4.10 –Análise estatística do esforço de avanço (Ff) para os ensaios

preliminares

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 374,1044

SSi 53,76837 1 53,76837 4,118206 4,747225 A variável não influencia

SSj 92,63557 2 46,31778 3,547554 3,885294 A variável não influencia


SSerro 156,6751 12 13,05626


A tendência de variação dos esforços de avanço (Ff) é mais expressiva quando se

modificam variáveis como: a geometria de ferramenta, o avanço de corte e a velocidade

de corte para um processo de torneamento cilíndrico tangencial. Por esse motivo, as

variáveis deste estudo não foram suficientes para alterar a força de avanço (Ff) no

processo proposto neste trabalho, conforme observado na Tabela 4.10. O mesmo pode

ser dito para a interação entre as variáveis, que não foi notada nesse processo.

Os valores de força passiva expressos em newtons (N) para os ensaios

preliminares foram encontrados conforme Tabela 4.11:

Tabela 4.11 – Valores de força passiva (Fp) para os ensaios preliminares

TiBAl TiAl TiCAl

H10 10,20 12,11 9,72 5,12 4,59 3,83 9,94 9,94 100,90

1005 8,28 8,24 4,05 7,75 11,32 9,27 4,22 10,67 3,60


O comportamento da força passiva (Fp) foi similar ao apresentado pela força de

avanço (Ff), não sendo afetado pelas variáveis cobertura de ferramenta e anteliga

refinadora de grão. As variáveis não possuem interação entre si conforme mostrado na

Tabela 4.12:

88

Tabela 4.12 – Análise estatística da força passiva (Fp) para os ensaios preliminares

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 8322,49




SSerro 5569,66 12 464,138


Após análise dos ensaios preliminares, considerando apenas os resultados

observados de força de corte (Fc) e momento torçor (Mt), no torneamento cilíndrico

tangencial da liga A356, pôde-se observar um melhor desempenho da liga A356 tratada

com o refinador TiCAl315 juntamente com o modificador SrAl10%. Assim, optou-se

por realizar os testes definitivos comparando esse resultado com novos corpos de prova

da liga A356 tratados com anteligas combinadas, ou seja, as mesmas possuem

características refinadoras e modificadoras de grão, o SrTiBAl10% e o Strobloy5%,

ambas fornecidas pela LSM Brasil.

Da medição do momento torçor (Mt), em newton metros, para o torneamento

cilíndrico tangencial de acabamento da liga A356 quando tratadas com as anteligas

TiCAl315+SrAl10%, SrTiBAl10% e Strobloy5% para dois tipos de ferramenta, com e

sem cobertura, obtiveram-se os dados da Tabela 4.13:

Tabela 4.13 – Valores do momento torçor (Mt) para os ensaios definitivos

TiCAl+SrAl Strobloy SrTiBAl

H10 20,05 20,23 19,99 20,31 20,25 20,32 19,71 19,82 19,75

1005 19,70 19,79 19,66 19,76 19,83 19,79 20,11 20,13 20,04


Da análise estatística das variâncias, ANOVA, com 95% de confiabilidade, de

uma distribuição normal, dos resultados dos ensaios definitivos, é possível afirmar que,

para os valores de momento torçor (Mt), tanto a variável anteliga como a variável

ferramenta causam influência no processo, assim como a interação entre as mesmas

provoca mudança de reação nas variáveis analisadas, conforme observado na Tabela

4.14:

89

Tabela 4.14 – Análise estatística do momento torçor (Mt) para os ensaios

definitivos

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 0,869



SSij 0,60063 2 0,30031 63,8286 3,88529 A variável influencia

SSerro 0,056 12 0,00471


Avaliando os valores de momento torçor (Mt) para os ensaios definitivos, é

possível afirmar que existe uma tendência de maiores valores de momento torçor (Mt)

para ligas tratadas com a anteliga Strobloy5% e a utilização de ferramenta sem

cobertura, conforme mostrado na Figura 4.11, enquanto houve tendência de menores

valores de momento torçor (Mt) para a liga A356 tratada com as anteligas TiCAl315 +

SrAl10% e ferramentas com cobertura.

Esses valores mostram que a utilização de uma ferramenta com baixa aderência e

resistência ao desgaste, com cobertura, aliados a uma liga isenta de partículas de TiB2,

promovem um corte durante o torneamento tangencial de acabamento, com tendências

de menores valores de momento torçor (Mt).

Porém, para o mesmo processo, utilizando uma ferramenta sem cobertura em uma

liga com refino de grão mais pobre, ou seja, possível presença de porosidades e tensões

internas, possui tendências de maiores valores de momento torçor (Mt).

90

Figura 4.11 – Valores de momento torçor (Mt) para o torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento da liga A356 tratada com diferentes anteligas: SrTiBAl,

Strobloy e TiCAl+SrAl e dois tipos de ferramenta: sem cobertura, H10, e com

cobertura, 1005


Porém, se se compararem as ligas trabalhadas apenas com ferramenta sem cobertura,

é possível afirmar que o grau de refino de grão e a presença de partículas de TiB2 afetam

os valores de momento torçor (Mt). Isso por que a liga com tendência a menores valores

de momento torçor (Mt) foi a liga tratada com a anteliga SrTiBAl10%, ou seja, a liga com

refino de grão mais fino, se comparada às outras duas ligas, e com menor quantidade de

partículas de TiB2, 0,005 kg/t em peso de boro, se comparada à liga tratada com a anteliga

Strobloy5%, 0,030 kg/t em peso de boro.

Para análise da liga A356 usinada com ferramentas com cobertura, 1005, é possível

verificar uma tendência de maiores esforços de corte para a liga tratada com a anteliga

SrTiBAl10%, enquanto para a liga tratada com a anteliga TiCAl315+SrAl10% o

torneamento com ferramenta com cobertura apresentou tendência a menores esforços de

corte.

Desse resultado, pode-se dizer que o momento torçor (Mt) não foi afetado pelo

refino de grão, mais pobre na liga tratada com Strobloy5%. Porém, a utilização de

ferramenta com cobertura minimizou o efeito das partículas abrasivas, TiB2, presentes em

91

maior quantidade na liga A356 tratada com Strobloy5%, 0,030 kg/t em peso de boro, se

comparado com a liga tratada com o SrTiBAl10%, 0,005 kg/t em peso de boro.

Ao analisar a interferência entre as variáveis, cobertura de ferramenta e anteliga

de tratamento, verificaram-se uma tendência de menor esforço de corte quando

utilizadas ferramentas com cobertura para as ligas tratadas com as anteligas

SrTiBAl10% e TiCAl315+SrAl10%, o que era de se esperar, conforme mostrado na

Figura 4.12(a) e na Figura 4.12(c).

Ao passo que, quando comparados os valores de momento torçor (Mt) para a liga

tratada com a anteliga Strobloy5%, houve uma tendência a maiores esforços de corte,

quando utilizadas ferramentas com cobertura. Esse fato deve ser avaliado mais a fundo

em um teste de vida de ferramenta para a verificação da relação do desgaste de

ferramenta com o aumento do momento torçor (Mt).

Figura 4.12 – Valores de momento torçor (Mt) para o torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento da liga A356 tratada com as anteligas: a) SrTiBAl10%;

b) Strobloy 5%; c)TiCAl315 + SrAl 10% e usinadas com ferramentas com e sem

recobrimento


Os resultados da força de corte (Fc), expressos em newtons (N), para o

torneamento cilíndrico tangencial de acabamento da liga A356 para diferentes

tratamentos de refino de grão e modificação de grão, com ferramentas com e sem

cobertura, foram expressas conforme Tabela 4.14:

92

Tabela 4.14 – Valores da força de corte (Fc) para os ensaios definitivos


H10 329,67 334,57 334,71 339,30 339,41 337,20 322,81 324,95 324,92

1005 325,01 324,67 326,42 326,56 325,35 326,30 330,14 331,37 329,78


Da análise dos resultados dos testes definitivos considerando a variação das

anteligas SrAl10% + TiCAl315; Strobloy5% e SrTiBAl10% e o uso de ferramentas com

e sem cobertura, é possível afirmar que os valores de força de corte (Fc) apresentaram

resultados semelhantes ao momento torçor (Mt), o que é esperado, pois a força de corte

(Fc) é uma componente do momento torçor (Mt). Então, tanto a variável anteliga como

a variável ferramenta causam influência no processo, assim como a interação entre as

mesmas provoca mudança de reação nas variáveis analisadas, conforme observado na

Tabela 4.15:

Tabela 4.15 – Análise estatística do esforço de corte (Fc) para os ensaios definitivos

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 485,724



SSij 284,02 2 142,01 64,2866 3,88529 A variável influencia

SSerro 26,508 12 2,20902


Os valores de força de corte (Fc) variaram da mesma maneira que os valores de

momento torçor (Mt), assim como a interação entre as variáveis de acordo com as

evidências da Figura 4.13 e da Figura 4.14:

93

Figura 4.13 – Valores de força de corte (Fc) para o torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento da liga A356 tratada com diferentes anteligas: SrTiBAl,

Strobloy e TiCAl+SrAl e dois tipos de ferramenta: sem cobertura, H10, e com

cobertura, 1005


Figura 4.14 – Valores de força de corte (Fc) para o torneamento cilíndrico

tangencial de acabamento da liga A356 tratada com as anteligas: a) SrTiBAl10%;

b) Strobloy5% e c) TiCAl315 + SrAl10% e usinadas com ferramentas com e sem

recobrimento


94

A força de avanço (Ff), medida em newtons (N), para os ensaios definitivos, pode

ser verificada conforme Tabela 4.15:

Tabela 4.15 – Valores da força de avanço (Ff) para os ensaios definitivos


H10 101,19 108,56 98,94 108,07 110,84 107,65 100,63 105,76 103,57

1005 102,66 102,64 94,74 102,21 102,89 103,01 103,90 104,26 101,47


Da análise estatística das variâncias, ANOVA, com 95% de confiabilidade para

uma distribuição normal dos ensaios definitivos, conforme Tabela 4.16, é possível

afirmar que, para os valores de força de avanço (Ff), não houve influência das variáveis

cobertura de ferramenta e refinador de grão. Esse resultado já era esperado, pois essa

variável de resposta é mais afetada pela variação de parâmetros de processo, o que não

foi escopo deste trabalho.

Tabela 4.16 – Análise estatística do esforço de avanço (Ff) testes finais

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 242,456




SSerro 116,614 12 9,71782


Os valores de força passiva (Fp), expressos em newtons (N), para os ensaios

definitivos, podem ser mostrados de acordo com a Tabela 4.17:

Tabela 4.17 – Valores da força passiva (Fp) para os ensaios definitivos


H10 9,94 9,94 100,90 5,32 4,34 9,49 9,10 9,10 8,63

1005 4,22 10,67 3,60 8,16 7,68 2,26 4,15 3,21 3,37


95

Da análise estatística das variâncias, ANOVA, com 95% de confiabilidade, de

uma distribuição normal, para os valores de força passiva (Fp) dos ensaios definitivos,

conforme Tabela 4.18, é possível afirmar que as variáveis cobertura de ferramenta e

anteliga não influenciaram os valores de força passiva (Fp), assim como não houve

interação entre as mesmas. Esse fato se deve à não-variação dos parâmetros de corte,

variáveis que exercem maiores influência sobre a força passiva (Fp).

Tabela 4.18 – Análise estatística da força passiva (Fo) para os ensaios definitivos

GL MQ F F 5%, (i-1), (ij(n-1))

SST 8524,57




SSE 5584,53 12 465,377


96

5 CONCLUSÕES

Neste capítulo, são apresentadas as conclusões obtidas pela análise dos resultados

deste trabalho.

Das análises dos esforços de usinagem do torneamento cilíndrico tangencial de

acabamento da liga A356 para diferentes anteligas (refinadores e modificadores de

grão) e ferramenta sem cobertura, H10, e com cobertura, GC1005, é possível concluir

que:

- para o processo de fusão escolhido, todas as anteligas utilizadas como

modificador de grão (SrAl10%, Strobloy5% e SrTiBAl10%) foram consideradas

eficientes para uma taxa de adição entre 0,0083% e 0,0194% de estrôncio contido na

liga após o tratamento.

- Para o processo de fusão utilizado, as anteligas TiBAl5/1 e SrTiBAl10% tiveram

refino de grão mais fino se comparadas às outras anteligas utilizadas, a uma taxa de

adição de 2,8 kg/t de liga tratada.

- Para o processo de solidificação adotado, as anteligas Strobloy5% e TiCAl315

apresentaram grau médio de refino de grão se comparadas com outras anteligas

utilizadas, a uma taxa de adição de 2,16 kg/t e 2 kg/t de liga tratada.

- O refinador de grão TiAl10% teve o grau de refino mais pobre se comparado a

outras anteligas utilizadas, a uma taxa de adição de 2kg/t de liga tratada.

- A liga A356 não teve seus valores de dureza Brinell e microdureza Vickers

alterados se comparados os diferentes tratamentos de refino e modificação de grão.

- Para o processo de torneamento tangencial de acabamento considerando as

opções de refino de grão com as anteligas TiBAl5/1, TiAl10% e TiCAl315, a opção que

sugere menores valores de força de corte (Fc) é a utilização da liga com a anteliga

TiCAl 315, independente da cobertura de ferramenta.

- Para situações em que a potência da máquina é um problema, a pior combinação

é a utilização de ferramentas sem cobertura e a utilização de ligas tratadas com

TiBAl5/1.

- Para situações em que o processo de solidificação não é um problema, o

refinador TiAl10% pode ser uma boa opção, pois o seu grau de refino é aceitável e,

durante o processo de usinagem, apresenta valores médios de força de corte (Fc) se

comparado com a utilização de ligas tratadas com TiBAl e TiCAl.

97

- A utilização do refinador TiCAl 315, aliada ao uso de ferramentas com

cobertura, promove processo de usinagem com tendência a menores valores de força de

corte (Fc) se comparado com ligas tratadas com TiBAl e TiAl, sugerindo ganho de

produtividade e redução no consumo de energia.

- Dentre as variações estudadas, a utilização da anteliga combinada SrTiBAl10%

para tratamento da liga A356 sugere o processo mais econômico, pois promove um

corte com valores de força de corte (Fc) mais baixo com uma ferramenta sem cobertura,

além da utilização de uma única anteliga para dois tratamentos, modificação e refino de

grão.

- Quando o valor comercial da combinação TiCAl+SrAl e ferramenta com

cobertura for menor que a combinação SrTiBAl + ferramenta sem cobertura, o mesmo

pode ser uma opção caso a potência de corte não seja um problema.

- Quando a utilização da anteliga SrTiBAl não for uma opção disponível, a

utilização das anteligas TiCAl+SrAl com ferramenta com cobertura é uma opção, pois

os valores de força de corte são bem próximos à combinação SrTiBAl e ferramenta sem

cobertura.

- A força passiva (Fp) e a força de avanço (Ff) não foram afetadas pelo tratamento

da liga A356 nem pela variação da cobertura de ferramenta.

98

6 SUGESTÕES DE TRABALHOS FUTUROS

Neste capítulo, estão propostos temas correlacionados ao trabalho realizado como

sugestão de oportunidade para andamento da pesquisa e trabalhos futuros:

- fazer uma investigação mais apurada da vida de ferramenta para os refinadores

testados, variando seus consumos específicos e avaliando o aumento da vida de

ferramenta.

- Fazer uma investigação do comportamento de outras coberturas de ferramenta

para a variação de anteligas no tratamento da liga A356.

- Avaliar a usinabilidade das ligas hipereutéticas de alumínio silício com

diferentes tratamentos de refino e modificação de grão com utilização de anteligas.

- Avaliar a usinabilidade de ligas tratadas com refinadores à base de boro.

- Avaliar a usinabilidade das ligas de alumínio silício tratadas com diferentes

anteligas e com diferentes condições de corte.

99

7 REFERÊNCIAS

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas. ABNT NBR ISO 209:2010.

Alumínio e suas ligas – Composição química. ABNT. 2010. 4p.

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas. ABNT NBR 14330:2008.

Anteligas de alumínio – Composição química e código de cores. ABNT. 2008. 6p.

ALFA, ALUMÍNIO. Catálogo de produtos. 2014. Disponível em:

<http://www.alfaaluminio.com.br/downloads/catalogo.pdf>. Acesso em: 30 nov. 2014.

ALMEIDA, G. F. C.; COUTO, A. A.; SEVERINO, Neto, B. P.; CABRAL, A.;

VATAVUK, J.; MACHADO, K. B. S. C. Estudo de Ligas Al-Si Fundidas em Molde de

Areia Verde: Efeito da Adição de Refinador e de Modificadores de Grão nas

Propriedades Mecânicas. In: CBECiMat – CONGRESSO BRASILEIRO DE

ENGENHARIA E CIÊNCIA DOS MATERIAIS, 18., 2008, Porto de Galinhas/PE.

Anais de Congresso. Porto de Galinhas/PE. nov. 2008. p. 9083-9093.

AMORIM, H. J. Estudo da Relação entre Velocidade de Corte, Desgaste de

Ferramenta, Rugosidade e Forças de Usinagem em Torneamento com Ferramenta

de Metal Duro. 2002. 131 f. Dissertação (Mestrado)- Programa de Pós-Graduação em

Engenharia Mecânica, Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre, 2002.

ANGELONI, M. Avaliação da Vida em Fadiga de Liga de Alumínio A356 Utilizada

em Cabeçote de Motor. 2011. Tese (Doutorado)-Programa de Pós-Graduação em

Concentração Interunidades em Ciência e Engenharia de Materiais, Escola de

Engenharia de São Carlos, Instituto de Física de São Carlos, Instituto de Química de

São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2011.

AKASHI, A. Menos CO2, Mais Alumínio. ALUAUTO – Publicação realizada pela

ABAL. Edição 32. São Paulo. 2013. Disponível em:

<http://www.abal.org.br/aluauto/ed32/entrevista.htm>. Acesso em: 2 jun. 2014.

ARANGO, J. M. R. Análise térmica de ligas Al-Si com adição de Inoculante. 2009.

125 f. Dissertação (Mestrado)- Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais,

Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, São Paulo, 2009.

ARANGO, D. A. P.; MARTORANO, M. A. Efeito da Adição de Inoculante na

Macroestrutura de Ligas Al-Si Obtidas por Solidificação Unidirecional. In:

CONGRESSO ANUAL DA ABM, 66., 2011, São Paulo. Anais... São Paulo, 2011.

ARAÚJO, S. K. Efeito da modificação com estrôncio na microestrutura e nas

propriedades mecânicas da liga 356. 2012. 75 f. Dissertação (Mestrado em Ciências e

Engenharia de Materiais)- Centro de Ciências Tecnológicas, Universidade do Estado

Santa Catarina, Joinville, 2012.

ASM. Properties and Selection Nonferrous Alloys. Metals Handbook, v. 2, 1992.

ASM. Heat Treating. Metals HandBook, v. 4, 2004.

http://www.abal.org.br/aluauto/ed32/entrevista.htm

100

AZAMBUJA, A. S. Análise comparativa da vida das ferramentas de corte

alisadora (wiper) e convencional (standard) no torneamento de acabamento do aço

SAE 4140. 2012. 21 fl. Monografia (Trabalho de Conclusão do Curso em Engenharia

Mecânica)-Departamento de Engenharia Mecânica, Universidade Federal do Rio

Grande do Sul, Porto Alegre, 2012.

BORBA, R. B. de. Estudo da Influência das Afiações em Brocas Escalonadas de

Canal Reto na Furação da liga de Alumínio SAE306. 2013. 91 f. Dissertação

(Mestrado)- Departamento de Engenharia Mecânica, Universidade Federal de São João

del-Rei, São João del-Rei, 2013.

BOOT, D.; COOPER, P.; STJOHN, D. H.; DAHLE, A. K. A comparison of grain

refiner masteralloys for the foundry. In: 131ST

ANNUAL MEETING &

EXHIBITION, Seattle Washington, p. 17-21, 2002.

COUTO, A. A.; MARRECO, D. M.; CABRAL NETO, A.; VATAVUK J.; NAVA M.

A. Caracterização de Ligas Al-Si Eutética e Hipereutética Fundidas por Centrifugação

para Aplicações Automotivas. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA E

CIÊNCIA DOS MATERIAIS, 19., 2010, Campos do Jordão. Anais... Campos do

Jordão, 2010.

CRIADO A. J.; MARTÍNEZ J.; CALABRÉS R. Growth of eutectic silicon from

primary silicon crystals in aluminium-silicon alloys. Scripta Materialis, v. 36, p. 47-

54, 2003.

DINIZ, A. E.; MARCONDES, F. C.; COPPINI, N. L. Tecnologia da Usinagem dos

Materiais. 8. ed. São Paulo: Artiber, 2013.

DINNIS, C. M.; TAYLOR, J. A.; DAHLE, A. K. As cast morphology of iron –

intermetallics in Al-Si foundry alloys. Acta Materialia, v. 53, p. 955-958, 2005.

FERRARESI, D. Fundamentos da usinagem dos metais. São Paulo: E. Blücher, 1977.

800 p.

FURLAN, T. S.; FUOCO, R. Optimization of the Sr Addition in Permanent Mold

A356 Alloys. AFS Transactions. Schaumburg, IL USA: American Foundry Society.

2008.

FUOCO, R.; CORRÊA, E. R.; CORRÊA, A. V. de O.; BOCCALINI JÚNIOR, M.

Comparação entre a Modificação com Estrôncio e o Refino com Antimônio em Ligas

de Alumínio a356. In: CONGRESSO NACIONAL DE FUNDIÇÃO, 1991, São Paulo.

Anais... São Paulo: ABIFA, 1991. p. 12.58-12.65.

GARCIA, A. Solidificação: fundamentos e aplicações. Campinas: Ed. da Unicamp,

2001.

GONZÁLEZ, L. W. R.; RODRÍGUEZ, R. P.; ROBLEDO, P. C. Z.; MATA, M. P. G.;

DUMITRESCU, L. Análisis experimental del torneado de alta velocidad del acero AISI

1045. Experimental analysis of high speed turning of AISI 1045 steel gears. Ingeniería

101

Mecánica, v. 15, n. 1, p. 10-22, ene./abr. 2012.

GUZOWSKI, M. M.; SIGWORTH, G. K.; SENTRNER, D. A. The role of boron in the

grain refinement of aluminium with titanium. Metallurgical Transactions A, v. 18A,

p. 603- 619, 1987.

HERNANDES, D. Qual é o seu bloco de motor favorito? Flatout. 2014. Disponível

em: <http://www.flatout.com.br/qual-e-o-seu-bloco-de-motor-favorito/>. Acesso em: 2

maio 2014.

HASKEL, T. Efeito do Tratamento Térmico de Solubilização na microestrutura e

nas Propriedades Mecânicas da Liga de Alumínio A356. 2009. 115 f. Dissertação

(Mestrado)-Centro de Ciências Tecnológicas, Universidade do Estado de Santa

Catarina, Joinville, 2009.

KAWI, A. A. Temperatures Behavior of Some Alloy Steels in Turning Process Under

Different Operating Conditions. Al-Qadisiya Journal For Engineering Sciences, v. 4,

n. 3, 2011.

KAUFMAN, J. G.; ROOY, E. L. Aluminum Alloy Castings. Properties, Processes, and

Applications. ASM International. 1st print. Dec. 2004.

KRAMEL, M. Estudo da Fluidez das Ligas Al-Si: Efeitos da Temperatura de

Vazamento e da Qualidade do Metal Líquido. 2009. 105f. Dissertação (Mestrado em

Ciência e Engenharia de Materiais)-Centro de Ciências Tecnológicas, Universidade do

Estado de Santa Catarina, Joinville, 2009.

KORI, S. A.; MURTY, B. S.; CHAKRABORTY, M. Development of an Efficient

Grain Refiner for Al-7Si Alloy. Materials Science and Engineering, India A280, p.

58-61, 2000.

LI BAO; WANG, H.; ZHAO, R.; WEI, Z. Optimization of processing parameters for

preparation of Al-3Ti-1B Grain Refiner. Trans. Nonferrous Met. Soc., China, p. 387-

391, 2009.

LIM, Y. P. Grain refinement and heat treatment of gravity die cast A356. Archives of

Foundry Engineering, Polland, v. 10, issue 4/2010, p. 103-108, 2010.

LOURENÇATO, L. A. Tixoformabilidade e tixoforjamento de ligas Al-Xwt%Si-

0,5wt%Mg em prensa excêntrica com matriz aberta. 2008 [sn]. Tese (Doutorado)-

Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, Campinas,

2008.

MACHADO, A. R.; ABRÃO, A. M.; COELHO, R. T.; SILVA, M. B. Teoria da

Usinagem dos Materiais. São Paulo: E. Blücher, 2009. 384p.

MAIA, L. H. A.; MARTINS, P. S.; CARNEIRO, J. R. G.; MELO, W.; LANDRE

JÚNIOR, J.; SALES, W. F. Eliminação de Operação na Confecção de Furos em Peças

Automotivas em Liga Alumínio-Silício. In: CONGRESSO NACIONAL DE

ENGENHARIA MECÂNICA, 6., 2010, Campina Grande/PB. Anais… Campina

http://www.flatout.com.br/qual-e-o-seu-bloco-de-motor-favorito/

102

Grande/PB, 2010.

MALLAPUR D. G.; UDUPA R. K.; KORI S. A. Influence oh Ti, B and Sr on the

Microstructure and Mechanical Properties of 356 alloys. Journal of Materials Science,

v. 10, p. 4977-4983, 2010.

MONDOLFO, L. F. Aluminium Alloys: Structure and Properties. London: Butterworth

& Co., 1976.

MOREIRA, P. S. Efeito da Taxa de resfriamento e dos Tratamentos Térmicos

sobre as Propriedades Mecânicas da Liga Al-Si-Mg (A356,0) Fundida. 2011. 85 f.

Dissertação (Mestrado em Análise e Seleção de Materiais)-Escola de Minas,

Universidade Federal de Ouro Preto, Ouro Preto, 2011.

MORAES, A. C. Estudo da Corrosão Intergranular em Ligas de Alumínio de

Fundição – Influências do Teor de Cobre e do Tratamento de Solubilização. 2006. 83 f.

Dissertação (Mestrado)-Departamento de Engenharia Mecânica, Centro de Ciências

Tecnológicas, Universidade do Estado de Santa Catarina, Joinville, 2006.

MASSARETE, M.; SERRANO, A.; MACHADO, L.; HARA, L.; FRAZÃO, V.

Alumínio no Brasil: Transformações nos últimos 15 anos. Bain Brasil. Brochura, São

Paulo. 2013. Disponível em:

<http://www.bain.com/offices/saopaulo/pt/publications/articles/aluminio-no-

brasil.aspx>. Acesso em: 4 nov. 2014.

MAZLEE, M. N.; SHAMSUL, J. B.; KAMARUDIN, H.; RIZAM, S. S. Microstructural

Study And Differential Scanning Calorimetry Analysis At Elevated Temperatures Of

Uperheated As-Cast A357 Alloy. International Journal of Mechanical and Materials

Engineering (IJMME), Arau, Perlis, Malaysia, v. 4, n. 2, p. 181-185, 2009.

OSÓRIO, W. R.; PEIXOTO, L. C.; GARCIA, A. Efeitos da agitação mecânica e de

adição de refinador de grão na microestrutura e propriedade mecânica de fundidos da

liga Al-Sn. Revista Matéria, v. 14, n. 3, p. 906-917, 2009.

PEREIRA, A. F. da S. Utilização de ultrassons para afinamento da microestrutura

de ligas de Alumínio vazadas em areia. 2011. Dissertação (Mestrado)-Ciclo de

Estudos Integrados Conducentes ao Grau de Mestre em Engenharia Mecânica,

Departamento de Engenharia Mecânica, Universidade do Minho, Portugal, 2011.

PERES, M. M.; PINTO, C. P.; RIOS, C. T.; KIMINAMI, C. S.; BOTTA FO, W. J.;

BOLFARINI, C. Caracterização da liga de alumínio A356 solidificada rapidamente por

centrifugação e fundida em areia. Projeções, v. 23, p. 55-62, 2005.

QUESTED, T. E., GREER, A. L. Grain refinement of Al alloys: Mechanisms

determining as-cast grain size in directional solidification. Acta Materialia, v. 53, issue

17, p. 4643-4653, Oct. 2005,

RIBEIRO, J. L.; ABRÃO, A. M. Vida de ferramenta no fresamento de aços para

matrizes. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO –

COBEF, 4., 2007, Estância de São Pedro. Anais... Rio de Janeiro: ABCM, 2007.

http://www.bain.com/offices/saopaulo/pt/publications/articles/aluminio-no-brasil.aspx

http://www.bain.com/offices/saopaulo/pt/publications/articles/aluminio-no-brasil.aspx

103

RODRIGUES, J. R. P.; SANTOS, J. C. S.; SORDI, A. Componentes da Força de

Usinagem no Torneamento de Ligas Não Ferrosas e Aços ABNT 1020 e 1045. In:

CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO – COBEF, 4.,

2007, Estância de São Pedro. Anais... Rio de Janeiro: ABCM, 2007.

SANDVIK, Catálogo de Produtos. São Paulo: Sandvik Coromant, 2012.

SANTOS, G. R. 2006. Caracterização de Filme DLC e Avaliação dos Esforços de

Usinagem em Insertos Revestidos no Torneamento de Ligas Al-Si. 2006. 71 f.

Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica)-Departamento de Ciências Exatas e

de Tecnologia, Pontifícia Universidade Católica do Paraná, Curitiba, 2006.

SANTOS JÚNIOR, M. C.; MACHADO, A. R.; CRUVINEL, E. V. B. M.; SOUZA, M.

N.; BARROZO, M. A. S. Efeito das Propriedades Mecânicas e Condições de Corte

sobre as Componentes da Força de Usinagem no Torneamento das Ligas de Alumínio.

In: CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO – COBEF,

6., 2011, Caxias do Sul. Anais de congresso. São Paulo: ABCM, 2011.

SATHYAPAL, H.; PRABHU, N. K. Modification of eutectic silicon in Al-Si alloys.

Journal of Materials Science, p. 3009-3026, 2008.

SEBAIE, O. E.; SAMUEL, A. M.; SAMUEL, F. H.; DOTY, H. W. The effects of

mischmetal, cooling rate and heat treatment on the hardness of A319.1, A356.2 and

A413.1 Al–Si casting alloys. Materials Science and Engineering: A, v. 486, issues 1-

2, p. 241-252, July 2008.

SILVA JUNIOR, A. R. Determinação das propriedades mecânicas da liga A356

conformada por spray para diferentes teores de ferro e condições de

processamento. 2008. 84 f. Dissertação (Mestrado)-Universidade Federal de São

Carlos, São Carlos, 2008.

SIGWORTH, G. K.; KUHN, T. A. Grain Refinement of Aluminum Casting Alloys. In:

AFS Transactions 2007. American Foundry Society, Paper 07-067(02).pdf. from AFS

Transactions 2007. Schaumburg, IL USA, 2007.

SHABESTARI, S. G.; MALEKAN, M. Assessment of the effect of grain refinement on

the solidification characteristics of 319 aluminum alloy using thermal analysis. Journal

of Alloys and Compounds, Elsevier, v. 492, p. 134-142, 2010.

SUAREZ, M. P. Fresamento de canais da Liga de Alumínio Aeronáutico 7075-T7.

2008. 127 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica)-Universidade Federal de

Uberlândia, Uberlândia, 2008.

TRENT, M. C.; WRIGHT, P. K. Metal cutting principles. 4th

ed. Butterworth-

Heinemann, USA, 2000.

TEDPELLA. Hardness Tables. 2014. Disponível em:

<http://www.tedpella.com/Material-

Sciences_html/Abrasive_Grit_Grading_Systems.htm>. Acesso em: 25 maio 2014.

http://www.tedpella.com/Material-Sciences_html/Abrasive_Grit_Grading_Systems.htm

http://www.tedpella.com/Material-Sciences_html/Abrasive_Grit_Grading_Systems.htm

104

VIANA, R.; MACHADO, Á. R. Desempenho de Revestimentos de Brocas na

Usinagem de uma Liga Al-Si. In: POSMEC – SIMPÓSIO DO PROGRAMA DE PÓS-

GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA, 13., 2003, Uberlândia. Anais...

Uberlândia: Universidade Federal de Uberlândia, 2003.

WARMUZEK, M. Aluminum-Silicon Casting Alloys: an Atlas of Microfractographs.

1st print. ASM International. May 2004.

ZERBETTO, Â.; PEIXOTO, J. A.; BARROS, T. Medidor de esforço de corte na

operação de torneamento mecânico. 2014. Disponível em: <files.joao-

peixoto.webnode.com.br>. Acesso em: 25 mar. 2014.

105

8 ANEXOS

106

ANEXO A - CERTIFICADO DE CALIBRAÇÃO DO SPECTOMETRO

107

ANEXO B - CERTIFICADO DE CALIBRAÇÃO CONTROLADOR DE

TEMPERATURA

108

ANEXO C - CERTIFICADO DE CALIBRAÇÃO MICROSCÓPIO ÓTICO

111

ANEXO D - CERTIFICADO DE ANÁLISE DOS CORPOS DE PROVA

113

ANEXO E - SELEÇÃO DE FERRAMENTA DE CORTE PARA O PROCESSO

DE TORNEAMENTO DE ACABAMENTO DE LIGAS ALUMÍNIO

115

Anexo F – Dimensões coquilha de vazamento

116

Anexo G – Desenvolvimento de cálculos estatísticos para análise de variância

ANOVA pela distribuição de Fisher

Análise

da V

aria

ncia

(AN

OV

A) p

ela

distrib

uiçã

o F

de S

nedeco

r ou d

istribuiçã

o d

e F

isher p

ara

1 v

ariá

vel _

Dure

za B

rinell

n1n2

n3

Variação

1Y

YY

Variação

2Y

YY

Variação

3Y

YY

Variação

4Y

YY

Variação

5Y

YY

Y-5

0Y

-50

Y-5

0Σ

(tratamento

s)

Variação

1Y

-50

Y-5

0Y

-50

(Y-5

0)+

(Y-5

0)+

(Y-5

0)

Variação

2Y

-50

Y-5

0Y

-50

(Y-5

0)+

(Y-5

0)+

(Y-5

0)

Variação

3Y

-50

Y-5

0Y

-50

(Y-5

0)+

(Y-5

0)+

(Y-5

0)

N=

Núm

ero

de e

lem

ento

s Y

Variação

4Y

-50

Y-5

0Y

-50

(Y-5

0)+

(Y-5

0)+

(Y-5

0)

n =

núm

ero

de ré

pilica

s

Variação

5Y

-50

Y-5

0Y

-50

(Y-5

0)+

(Y-5

0)+

(Y-5

0)

Y.. (Σ

da so

ma d

os tratam

entos)

Ȳ.. (Y

../N)

Y..^

2/N

GL

(graus de lib

erdad

e) M

Q (q

uadrad

os m

édio

s)F

Fo

SS

T (so

mató

rio to

dos elem

entos)-Y

..^2

/NN

-1M

Qtrat/M

qerro

Valo

r tabelad

o

SS

trat (So

mató

rio T

ratamento

)/n-O9

número

de tratam

entos -1

SS

Trat/G

L(S

ST

rat)p

ara 95

% d

e confiab

ilidad

e

SS

erro (S

ST

-SS

trat)(N

-1)-(núm

ero d

e tratamento

s -1)

SS

erro/G

L(S

Serro

)

F d

istribuição

F d

e Sned

ecor o

u distrib

uição d

e Fisher

Se F

< 0

aceita H0

Se F

> 0

rejeita H0

Análise

da V

aria

ncia

(AN

OV

A) p

ela

distrib

uiçã

o F

de S

nedeco

r ou d

istribuiçã

o d

e F

isher p

ara

1 v

ariá

vel _

Dure

za B

rinell

N=

Núm

ero

de e

lem

ento

s15

n1

n2

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Σ

n =

núm

ero

de ré

pilica

s3

TiB

Al5

/1+

SrA

l10%

49

49

50

-1-1

0-2

Ho

µ1 =

µ2

TiA

l10%

+S

rAl1

0%

47

50

50

-30

0-3

H1

µ1 ≠

µ2

TiC

Al3

15+

SrA

l10

%47

47

45

-3-3

-5-1

1

Stro

blo

y5%

45

47

49

-5-3

-1-9

SrT

iBA

l10

%50

48

52

0-2

20

Y..

-25

Ȳ..

-1,6

66

7

Y..^

2/N

41,6

667

GL

MQ

FF

5%

, (i-1), (ij(n

-1))

SS

T55,3

33333

14

2,9

6053

3,4

78049691

Aceita H

0 as m

icro d

urezas são iguais p

ara 95%

de co

nfiabilid

ade.

Sstra

t30

47,5

Sse

rro25,3

33333

10

2,5

3333

117

Aná

lise d

a V

aria

ncia

(AN

OV

A) p

ela

distrib

uiçã

o F

de S

nedeco

r ou d

istribuiçã

o d

e F

isher p

ara

varia

ção

de 2

va

riáv

eis _

Mt e

nsa

io p

relim

ina

r

Va

riáv

el (i)

ferramenta

ni

2

Va

riáv

el (j)

anteliganj

3

N18

n3

20,2

620,3

620,2

520,2

020,1

920,0

720,0

519,9

920,2

3

20,1

920,2

420,1

119,9

519,9

320,1

719,7

019,6

619,7

9

Yi.1

= Σ

(Yi. 1

)

181,5

9(Y

i. ^2

)Σ

Yi1

j1Σ

Yi1

j2Σ

Yi1

j3(Y

ij2

)(Y

..^2

)(Y

..)^2

65283,3

6888

Σ Y

i2j1

Σ Y

i2j2

Σ Y

i2j3

21762,3

1151

7254,2

1130563,3

4

Yi.2

= Σ

(Yi. 2

)60,8

660,4

660,2

7

179,7

560,5

560,0

459,1

5

Y.j=

Σ (Y

.j 1)

121,4

1(Y

.j ^2

)

43523,1

0528

Y.j=

Σ (Y

.j 2)

120,5

0

Y.j=

Σ (Y

.j 3)

119,4

2

GL

FF

5%

, (i-1), (ij(n

-1))

SS

T(Y

..^2

) - (Y..)^

2 / N

0,686

SS

i(Y

i.^2

) / nj*

n - (Y

..)^2

/ N0,188752

ni-1

1S

Si/G

Li

0,188752264M

Qi/M

QE

22,304014,7

47225347

A variáve

l influ

en

cia

SS

j(Y

.j2

) / ni*

n - (Y

..)^2

/ N0,331979

nj-2

2S

Sj/G

Lj

0,165989617M

Qj/M

QE

19,614253,8

85293835

A variáve

l influ

en

cia

SS

ij(Y

ij2

) / n - (Y

..)^2

/ N - S

si - SS

j0,064203

(ni-1

)x(n

j-1)

2S

Sij/G

lij0,032101656

MQ

ij/MQ

E3,79331

3,8

85293835

A variáve

l não

influ

en

cia

SS

ES

ST

- SS

i - SS

j -SS

k -S

Sij - S

Sik

-SS

jk -S

Sijk

0,102(N

-1)-[(n

i-1)+

(nj-1

)]-[(ni-1

)x(n

j-1)]

12S

SE

/GL

E0,008462704

MQ

j

TiB

Al

TiA

lT

iCA

l

i

H1

0

1005

Avaliação dos Esforços de Corte no Torneamento da Liga de ... · São João del-Rei/MG 2014....

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