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SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA

INSTITUTO SUPERIOR TUPY

PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA

ANÁLISE DA VIDA DE FERRAMENTAS DE PcBN NO TORNEAMENTO DE

FERRO FUNDIDO BRANCO COM ALTO TEOR DE CROMO

DENIS BOING

Joinville

2010

Denis Boing



Dissertação apresentada ao Instituto

Superior Tupy, como parte dos requisitos

para obtenção do título de Mestre em

Engenharia Mecânica, sob orientação do

Professor Dr. Adilson José de Oliveira.

Joinville

2010



Denis Boing

Dissertação defendida e aprovada em 13 de dezembro de 2010, pela banca examinadora

constituída pelos professores:

DEDICATÓRIA

Dedico esta dissertação:

Aos meus pais e familiares pelo incentivo durante toda a minha vida.

À minha esposa Sarah pela compreensão, paciência e amor incondicional.

AGRADECIMENTOS

Este trabalho não poderia ser terminado sem a ajuda de diversas pessoas às quais presto

minha homenagem:

Ao meu professor orientador Prof. Dr. Adilson José de Oliveira, por toda atenção,

orientação e acima de tudo pelo exemplo, amizade, ajuda, apoio, simplicidade, incentivo e

colaboração recebida ao longo da realização deste trabalho.

Aos professores do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto

Superior Tupy IST/SOCIESC, em especial à Professora Dra. Sueli Fischer Beckert e à

Professora Dra. Danielle Bond, que sempre estiveram dispostas a ajudar.

Aos professores do Instituto Superior Tupy Guido Warmling e Orlando Preti pelos

inúmeros ensinamentos durante o desenvolvimento do trabalho.

Ao SENAI Santa Catarina, em especial aos Diretores das unidades de Blumenau e de

Joinville, Sr. Jacir Luiz Lenzi e Sra. Hildegarde Schlupp, pelo incentivo financeiro e de

equipamentos para a realização desta pesquisa.

À Sociedade Educacional de Santa Catarina (SOCIESC) pelo apoio na realização da

pesquisa através dos laboratórios de Materiais, Metrologia e da Fundição, em especial a

Teresinha Pires Ribeiro Martins (Tere), pelos incontáveis auxílios e conhecimentos.

À Faculdade de Engenharia Mecânica da Unicamp e a Acelor Mittal pela

disponibilização dos laboratórios para a realização das análises desta pesquisa.

À empresa Sandvik Coromant pelo suporte de equipamentos.

Ao Prof. Almir da Silva, coordenador do Núcleo Metalmecânica do SENAI-SC

Blumenau, aos colegas de trabalho e aos amigos da turma do mestrado pelos constantes

ensinamentos e incentivos.

À minha família, afinal vocês foram mais importantes que possam imaginar. Em

especial, agradeço o carinho da minha esposa Sarah, sempre ao meu lado me apoiando e

incentivando em todas as jornadas. Esta conquista é fruto seu também.

Por fim, a todos, o meu muito obrigado.

RESUMO

BOING, D. “Análise da vida de ferramentas de PcBN no torneamento de ferro fundido

branco com alto teor de cromo”. Dissertação (Mestrado), Instituto Superior Tupy, Joinville,

2010.

Componentes mecânicos submetidos ao desgaste abrasivo necessitam de elevada

dureza superficial. A operação de acabamento em componentes com elevada dureza (entre 45

a 60 HRC) e geometria de revolução é tradicionalmente realizada pelo processo de

retificação. No entanto, com o desenvolvimento de materiais ultraduros para ferramentas

(cerâmicas e PcBN), o torneamento tornou-se uma alternativa à retificação. Esta alternativa

confere primordialmente vantagens como: maior taxa de remoção de material, maior

flexibilidade, menor custo e adequação ambiental. Contudo, o torneamento de materiais de

elevada dureza é tipicamente realizado em aços para construção mecânica e aços para

rolamentos, os quais possuem restrita fração volumétrica de carbonetos na microestrutura. O

torneamento de materiais com elevada presença de partículas duras na microestrutura pode

acarretar elevadas taxas de desgaste abrasivo, ou ainda, avarias nas arestas de corte. Outro

desafio para o torneamento destes materiais é a presença de corte interrompido – componentes

com furos, rasgos de chaveta e canais de lubrificação na superfície usinada – que também

podem causar avarias em função dos cíclicos choques. O objetivo desta pesquisa é determinar

o desempenho de duas classes de ferramentas de PcBN (alto teor de CBN e baixo teor de

CBN com adição de fase cerâmica) no torneamento do ferro fundido branco com alto teor de

cromo (28% de carbonetos na microestrutura) no corte contínuo e interrompido. Os resultados

foram avaliados em termos de vida de ferramenta, mecanismos de desgaste, rugosidade,

formação de cavacos e alteração microestrutural na superfície usinada. A classe da ferramenta

de baixo teor de CBN promoveu o melhor desempenho no corte contínuo. No corte

interrompido, não há uma significativa diferença em termos de vida entre as classes testadas.

A abrasão predominou como mecanismo de desgaste em todos os ensaios. A superfície

usinada apresentou alterações microestruturais em uma estreita camada com fragmentação e

redução do tamanho de carbonetos.

Palavras-chave: Torneamento, classes de PcBN, ferro fundido branco, corte contínuo,

corte interrompido.

ABSTRACT

BOING, D. “Analysis of the PcBN tool life in turning of high chromium white cast iron”.

Dissertation (Master Degree), Instituto Superior Tupy, Joinville, 2010.

Mechanical components submitted to abrasive wear require high surface hardness.

Finishing operation in components with high hardness (45 – 60 HRC) and revolution

geometry is traditionally performed by the grinding process. With the development of

ultrahard tool materials (ceramic and PcBN), turning become an alternative to grinding. This

alternative initially promotes advantages such as higher material remove rates, greater

flexibility and lower costs and environmental damage. However, the turning of high hardness

materials is typically performed on low and medium alloy steels and on bearing steels, which

have restricted volume fraction of carbides in the microstructure. Turning on materials with

high volume fraction of hard particles in the microstructure can lead to high rates of abrasive

wear or, even, chipping at the cutting edge. Another challenge for the turning on these

materials is the interrupted cutting (components with holes, keyways slot and lubrication

channels on machined surface) that also causes chipping at the cutting edge due to cyclical

shocks. The objective of this research is to determine the performance of two classes of PcBN

tool (high CBN content and low CBN content with ceramic phase) tools in turning of high

chromium white cast iron (28% of carbides in the microstructure) in continuous and

interrupted cutting. The results were compared in terms of tool life, wear mechanisms, surface

roughness, chip formation and microstructural modifications on machine surface. The tool

class with low CBN content and ceramic phase promotes the longer tool life in the continuous

cutting. In interrupted cutting, there is no significant difference in tool life considering the

classes tested. The abrasion was the predominant wear mechanism in all conditions. The

turned surface showed microstructural modifications in a narrow subsurface layer with

fragmentation and reducing the size of carbide.

Keyworks: Turning, PcBN grades, white cast iron, continuous cutting, interrupted

cutting.

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 – Características das operações de torneamento duro e retificação. Adaptado de

Klocke, Brinksmeier e Weinert (2005)..................................................................................... 22

Figura 2 – Influência da dureza do aço AISI 4030 nas componentes da força de usinagem (vc

= 90 m/min, ap = 0,15 mm e ƒ = 0,9 mm). Adaptado de Matsumoto (1987) apud Tönshoff,

Arendt e Amor (2000). ............................................................................................................. 23

Figura 3 – Micrografia das classes de materiais endurecidos usinados por torneamento. Fonte:

a) Bramfitt e Lawrence (2004); b) Maru (2003), c) Franco Junior (2003) e d) Preti (2004). .. 26

Figura 4 – Comparação da microdureza dos carbonetos com a matriz dos aços. Adaptado de

Roberts, Krauss e Kennedy (1998). .......................................................................................... 28

Figura 5 – Esquema de crescimento do composto eutético das ligas de ferro fundido branco de

alto cromo. Adaptado de Laird, Gundlach e Rohrig (2000). .................................................... 33

Figura 6 – Microestrutura da liga de ferro fundindo branco ASTM A 532 II D obtida em

microscópio eletrônico de varredura. a) microfotografia do composto eutético em vista de

topo. a) microfotografia do composto eutético M7C3, vista ao longo da célula eutética (seção

transversal). Fonte: Preti (2004). .............................................................................................. 33

Figura 7 – Micrografia das ferramentas de PcBN. a) baixo teor de CBN, adaptado de

Angseryd et al. (2009) e b) alto teor de CBN, adaptado de Grzesik (2008a).. ......................... 36

Figura 8 – Comparação de vida das ferramentas cerâmica reforçadas com SiC Whiskers e

PcBN (baixo teor de CBN) no corte contínuo e interrompido do aço AISI 4340 com 56 HRC

de dureza. Adaptado de Oliveira, Diniz e Ursolino (2009). ..................................................... 41

Figura 9 – Vida das ferramentas na usinagem de materiais com restrita e elevada fração

volumétrica de carbonetos. Adaptado de Yallese et al. (2004) e Oliveira, Diniz e Ursolino

(2009). ...................................................................................................................................... 42

Figura 10 – Influência da condição de corte na vida das ferramentas de alto teor de CBN

(CBN 7050) e baixo teor de CBN (CBN 7020) na usinagem do aço AISI 4340. Adaptado de

Diniz e Oliveira (2008). ............................................................................................................ 43

Figura 11 – Vida das ferramentas de PcBN na usinagem do aço AISI M50 no corte contínuo e

interrompido. Adaptado de Chou e Evans (1999). ................................................................... 46

Figura 12 – Influência da velocidade de corte na: (a) vida das ferramentas e (b) na força de

atrito para o torneamento do aço AISI 4340 com 50 HRC (Classe A). Adaptado de Lin, Liao e

Wei (2008). ............................................................................................................................... 47

Figura 13 – Vida das ferramentas de PcBN na usinagem do aço AISI D2. Adaptado de

Arsecularatne et al. (2006). ...................................................................................................... 48

Figura 14 – Influência da velocidade de corte na vida das ferramentas de PcBN em corte

interrompido do aço AISI M50. Adaptado de Chou e Evans (1999). ...................................... 49

Figura 15 – Microgeometria em função da preparação da aresta de corte (OLIVEIRA, 2007).

.................................................................................................................................................. 51

Figura 16 – Esquema da microgeometria da aresta de corte com chanfro e com

arredondamento. Adaptado de Diniz e Oliveira (2008) ........................................................... 52

Figura 17 – Influência do ângulo de saída nas componentes da força de usinagem e na vida

das ferramentas de PcBN. Adaptado de Zhou et al. (2003). .................................................... 53

Figura 18 – Imagens de M.E.V. das ferramentas de PcBN na usinagem do aço AISI 4340 e

esquema da mínima espessura do cavaco. Adaptado de Diniz e Oliveira (2008). ................... 55

Figura 19 – a) Morfologia do desgaste de flanco da ferramenta de PcBN na usinagem do aço

AISI D2; b) micrografia do aço AISI D2. Adaptado de Poulachon et al. (2004). ................... 58

Figura 20 – Morfologia do desgaste de flanco da ferramenta de PcBN após o torneamento do

aço AISI D2 com 62 HRC de dureza. Adaptado de Arsecularatne et al. (2006). .................... 59

Figura 21 – Morfologia do cavaco de acordo com a dureza e velocidade de corte. Adaptado de

Poulachon, Moisan e Jawahir (2001). ...................................................................................... 62

Figura 22 – Morfologias dos cavacos obtidas em velocidades de corte convencionais e altas.

Adaptado de Dolinsek, Ekinovic e Kopac (2004). ................................................................... 63

Figura 23 – a) Morfologia do cavaco contínuo e b) morfologia do cavaco segmentado.

Adaptado de Katuku, Koursaris e Sigalas (2009). ................................................................... 64

Figura 24 – Cavaco segmentado gerado na usinagem de material endurecido depositado por

solda. Adaptado de Ren et al. (2001). ...................................................................................... 65

Figura 25 – a) Micrografia da seção através da amostra do ensaio de quick-stop e b)

ampliação da região evidenciando a quebra dos carbonetos, adaptado de Ren et al., (2001). . 65

Figura 26 – Elementos do acabamento superficial. Fonte: ASME B46.1: 2002. ..................... 67

Figura 27 – Topografia da de superfcície: a) superfície gerada por torneamento duro e b)

superfície gerada por retificação. Adaptado de Waikar e Guo (2008). .................................... 69

Figura 28 – Influência do tipo de desgaste da ferramenta na superfície usinada. Adaptado de

Grzesik (2008b). ....................................................................................................................... 73

Figura 29 – Topografia da superfície em função do tempo de usinagem no torneamento em

corte contínuo. Adaptado de Pavel et al. (2005). ..................................................................... 74

Figura 30 – Topografia da superfície em função do tempo de usinagem no torneamento em

corte interrompido. Adaptado de Pavel et al. (2005). .............................................................. 75

Figura 31 – Redução dos valores de rugosidade no corte interrompido. Adaptado de Ko e Kim

(2001). ...................................................................................................................................... 76

Figura 32 – a) Efeito do fluxo lateral de cavaco na superfície usinada e b) mecanismo do fluxo

lateral do cavaco. Adaptado de Kishaway e Elbestawi (1999)................................................. 77

Figura 33 – a) Formação da camada branca, adaptado de Chou e Song (2004) e b) formação

de trincas na camada branca,.adaptado de Smith (2008). ......................................................... 80

Figura 34 – Deformação plástica na camada abaixo da superfície usinada. Adaptado de Javidi,

Rieger e Eichlseder (2008). ...................................................................................................... 81

Figura 35 – Centro de Torneamento ROMI modelo GL240 utilizado nos experimentos. ....... 83

Figura 36 – Porta-ferramenta e ferramenta de usinagem. ........................................................ 84

Figura 37 – Sistema de fixação do corpo-de-prova. ................................................................. 85

Figura 38 – Verificação do batimento radial. ........................................................................... 86

Figura 39– Geometria do corpo-de-prova para corte contínuo. ............................................... 87

Figura 40 – Geometria do corpo-de-prova para corte interrompido. ....................................... 88

Figura 41 – a) esquema de crescimento do composto eutético das ligas de ferro fundido

branco de alto cromo, adaptado de Laird, Gundlach e Rohrig (2000). b) micrografia do ferro

fundido branco alto cromo utilizada no trabalho. ..................................................................... 89

Figura 42 – Micrografia em M.E.V. do ferro fundido branco de alto cromo utilizado. ........... 90

Figura 43 – Avaliação da rugosidade durante o processo. a) superfície contínua b) superfície

interrompida. ............................................................................................................................ 92

Figura 44 – Medição do perfil da rugosidade. a) rugosímetro e b) detalhe da medição. ......... 93

Figura 45 – Preparação do experimento. .................................................................................. 95

Figura 46 – Vida das ferramentas de PcBN em função do tipo de corte e classe de ferramenta.

.................................................................................................................................................. 96

Figura 47 – Interação dos fatores condição de usinagem e ferramenta de PcBN, para a vida da

ferramenta [min]. ...................................................................................................................... 98

Figura 48 – CBN 7050 em corte contínuo: a) superfície de folga e b) superfície de saída. ... 102

Figura 49 – Topografia do desgaste na aresta de corte da ferramenta CBN 7050 em corte

contínuo. ................................................................................................................................. 104

Figura 50 – CBN 7025 em corte contínuo: a) superfície de folga e b) superfície de saída. ... 106


contínuo. ................................................................................................................................. 107


contínuo evidenciando desgaste na superfície de folga da ferramenta. .................................. 109

Figura 53 – CBN 7050 em corte interrompido: a) superfície de folga e b)superfície de saída.

................................................................................................................................................ 111


interrompido. .......................................................................................................................... 112

Figura 55 – Análise EDS da ferramenta CBN 7050 em corte interrompido na segunda réplica

dos experimentos. ................................................................................................................... 113

Figura 56 – Análise EDS da ferramenta CBN 7050 em corte interrompido na terceira réplica

dos experimentos. ................................................................................................................... 114

Figura 57 – CBN 7025 em corte interrompido: a) superfície de folga e b) superfície de saída.

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


interrompido. .......................................................................................................................... 116

Figura 59 – CBN 7025 - Comparação entre as arestas de corte remanescentes. .................... 117

Figura 60 – Morfologia e mecanismos de desgaste atuantes nas ferramentas de PcBN no

torneamento do ferro fundido branco de alto cromo. ............................................................. 118

Figura 61 – Morfologia dos cavacos do ferro fundido branco de alto cromo. ....................... 121

Figura 62 – Comparação dos carbonetos antes e após a usinagem. ....................................... 124

Figura 63 – Cavaco formando na usinagem do ferro fundido branco de alto cromo (CBN 7050

em corte interrompido). .......................................................................................................... 125

Figura 64 – Análise da rugosidade pelo parâmetro Ra [µm] no início da vida das ferramentas:

a) probabilidade normal dos efeitos; b) interações no planejamento fatorial. ........................ 126

Figura 65 – Análise da rugosidade pelo parâmetro Rz [µm] no início da vida das ferramentas:


Figura 66 – Topografias das superfícies usinadas no início da vida das ferramentas. ........... 128

Figura 67 – Análise da rugosidade pelo parâmetro Ra [µm] ao final da vida das ferramentas:


Figura 68 – Topografia da superfície ao final da vida da ferramenta..................................... 132

Figura 69 – Alterações microestruturais ocasionadas pela ferramenta CBN 7025. ............... 135

Figura 70 – Alterações microestruturais ocasionadas pela ferramenta CBN 7050. ............... 137

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 – Classificação adotada dos grupos de materiais. ...................................................... 27

Tabela 2 – Composição química básica dos materiais (% em massa). Fonte: Metals Handbook

(1993). ...................................................................................................................................... 29

Tabela 3 - Classificação das ligas (composição química) de ferro fundido branco resistente a

abrasão de acordo com a norma ASTM A 532 apud Preti (2004). .......................................... 30

Tabela 4 – Dureza Vickers (HV) das ligas de ferro branco resistente a abrasão. Adaptado de

Preti (2004). .............................................................................................................................. 31

Tabela 5 – Características das ferramentas de cerâmica e PcBN. Adaptado de: 1- Trent e

Wright (2000) e 2 - Grzesik (2008a). ....................................................................................... 35

Tabela 6 – Parâmetros de usinagem utilizados no torneamento de materiais endurecidos. ..... 38

Tabela 7 – Classes de rugosidade. Adaptado de Whitehouse (2003) e NBR 8404:1984. ........ 68

Tabela 8 – Composição química do ferro fundido branco alto cromo. .................................... 91

Tabela 9 – Planejamento fatorial. ............................................................................................. 94

Tabela 10 – Parâmetros de usinagem dos experimentos. ......................................................... 94

Tabela 11 – Desempenho das ferramentas de PcBN no torneamento do ferro fundido branco

de alto cromo. ......................................................................................................................... 118

LISTA DAS NOTAÇÕES E SÍMBOLOS

Letras latinas

ap [mm] Profundidade de corte.

f [mm] Avanço por rotação.

Fc [N] Força de corte.

Ff [N] Força de avanço.

Fp [N] Força passiva.

Fu [N] Força de usinagem.

hm [mm] Espessura média do cavaco.

HRC [kgf/mm²] Dureza Rockwell.

HV [kgf/mm²] Dureza Vickers.

Ks [N/mm²] Pressão específica de corte.

rε [mm] Raio da ferramenta.

VBB [mm] Desgaste de flanco médio.

VBC [mm] Desgaste de entalhe na aresta secundária de corte.

vc [m/min] Velocidade de corte.

Letras gregas

γ [º] Ângulo de saída.

γef [º] Ângulo de saída efetivo.

λc [mm] Comprimento de amostragem.

θopt [ºC] Ótima temperatura de corte.

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

ADI Austempered Ductile Iron – Ferro Fundido Nodular Austemperado

AISI American Iron and Steel Institute – Instituto Americano do Ferro e Aço

ASME American Society Of Mechanical Engineers – Associação Americana de

Engenheiros Mecânicos

ASTM American Society for Testing and Materials – Sociedade Americana para

Testes e Materiais

CBN Cubic Boron Nitride – Nitreto de Boro Cúbico

CNC Computed Numeric Control – Controle Numérico Computadorizado

DIN Deutsches Institut für Normung – Instituto Alemão para Normatização

EDS Spectroscopy of Dispersive Energy – Espectroscopia de Energia Dispersiva.

ISO International Organization for Standardization – Organização Internacional

para Padronização

IST Instituto Superior Tupy

MEV Microscópio Eletrônico de Varredura.

PcBN Polycrystalline Cubic Boron Nitride –Nitreto de Boro Cúbico Policristalino

SENAI Serviço Nacional de Aprendizagem Industrial

SOCIESC Sociedade Educacional de Santa Catarina

UNICAMP Universidade Estadual de Campinas

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO ................................................................................................................ 19

1.1. OBJETIVO GERAL.................................................................................................. 20

1.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS .................................................................................... 20

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ......................................................................................... 21

2.1. INTRODUÇÃO......................................................................................................... 21

2.2. TORNEAMENTO DE MATERIAIS ENDURECIDOS .......................................... 21

2.3. MATERIAIS DE ELEVADA DUREZA NO TORNEAMENTO............................ 25

2.3.1. Ferros fundidos brancos .............................................................................. 29

2.3.2. Ferros fundidos brancos Cr-Mo e alto cromo ............................................. 32

2.4. Características do torneamento de materiais endurecidos .............................. 34

2.4.1. Materiais de ferramenta ............................................................................... 35

2.4.2. Parâmetros de usinagem .............................................................................. 37

2.4.3. Tempo de usinagem .................................................................................... 40

2.4.3.1. Material da ferramenta .......................................................................... 40

2.4.3.2. Condição de corte .................................................................................. 45

2.4.3.3. Parâmetros de usinagem ........................................................................ 47

2.4.3.4. Geometria da aresta de corte ................................................................. 50

2.4.4. Mecanismos de desgaste ............................................................................. 54

2.4.4.1. Material da ferramenta e condições de corte ......................................... 54

2.4.4.2. Material usinado .................................................................................... 58

2.4.4.3. Parâmetros de usinagem ........................................................................ 60

2.4.5. Formação do cavaco .................................................................................... 61

2.5. INTEGRIDADE SUPERFICIAL.............................................................................. 66

2.5.1. Rugosidade .................................................................................................. 66

2.5.1.1. Topografia da superfície ........................................................................ 69

2.5.1.2. Influência dos parâmetros de usinagem ................................................ 71

2.5.1.3. Influência do tipo de desgaste das ferramentas ..................................... 72

2.5.1.4. Influência da condição de corte ............................................................. 74

2.5.1.5. Fluxo lateral do cavaco ......................................................................... 77

2.5.1.6. Influência do material da ferramenta..................................................... 78

2.5.2. Alteração microestrutural ............................................................................ 79

3. PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS ........................................................................ 83

3.1. INTRODUÇÃO......................................................................................................... 83

3.2. MÁQUINA-FERRAMENTA ................................................................................... 83

3.3. FERRAMENTAS, PORTA-FERRAMENTAS E SISTEMAS DE FIXAÇÃO ....... 84

3.4. GEOMETRIA DO CORPO-DE-PROVA ................................................................. 86

3.5. CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL USINADO ............................................... 88

3.6. ANÁLISES DOS CAVACOS E CAMADAS SUBSUPERFICIAIS ....................... 91

3.7. ANÁLISE DO PROCESSO ...................................................................................... 91

3.8. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL .................................................................... 93

4. RESULTADOS E DISCUSSÕES .................................................................................... 96

4.1. VIDA DE FERRAMENTA ...................................................................................... 96

4.2. MECANISMOS DE DESGASTE........................................................................... 101

4.2.1. Arestas de corte da ferramenta CBN 7050 em corte contínuo .................. 101

4.2.2. Arestas de corte da ferramenta CBN 7025 em corte contínuo .................. 105

4.2.3. Arestas de corte da ferramenta CBN 7050 em corte interrompido ........... 111

4.2.4. Arestas de corte da ferramenta CBN 7025 em corte interrompido ........... 115

4.2.5. Comparação entre as topografias dos desgastes das ferramentas ............. 117

4.3. FORMAÇÃO DO CAVACO .................................................................................. 120

4.4. INTEGRIDADE SUPERFICIAL............................................................................ 126

4.4.1. Rugosidade ................................................................................................ 126

4.4.2. Alteração microestrutural .......................................................................... 135

5. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ........................... 140

Sugestões para trabalhos futuros ..................................................................................... 141

6. REFERÊNCIAS .............................................................................................................. 142

1. INTRODUÇÃO

O torneamento de materiais com elevada dureza (45 a 60 HRC), também conhecido

como torneamento duro, é utilizado principalmente em operações de acabamento substituindo

o processo de retificação. A utilização do torneamento em materiais de elevada dureza é

possível devido, principalmente, aos materiais ultraduros para ferramentas (cerâmica e o

PcBN), os quais possuem elevada resistência ao desgaste e são capazes de suportar as

condições tribológicas impostas no processo. Os principais materiais usinados nestas

condições são os aços para construção mecânica e aços para rolamentos (GRZESIK, 2008a;

LAHIFF, GORDON e PHELAN, 2007).

A tecnologia de torneamento de materiais endurecidos é extensivamente pesquisada

devido às vantagens promovidas nas superfícies usinadas por este processo em relação à

retificação. Dentre as vantagens, destacam-se: geração de tensões residuais de compressão,

maior retenção de lubrificantes na superfície usinada, compatibilidade ambiental, maior

flexibilidade do processo, maior taxa de remoção de material, baixo dano à camada

subsuperficial e mínimo tempo de preparação (WAIKAR e GUO, 2008; GUNNBERG,

ESCURSELL e JACOBSON, 2006; KLOCKE, BRINKSMEIER e WEINERT, 2005).

As propriedades e as características de aplicação dos materiais têm direta relação com

sua microestrutura. Nos aços endurecidos para construção mecânica como o aço AISI 4340 é

geralmente martensítica, e nos aços endurecidos para rolamentos (AISI 52100), além desta

fase, a microestrutura é formada por uma pequena fração de partículas duras denominadas de

carbonetos. Ambos os aços possuem restrita fração volumétrica de carbonetos quando

comparados aos materiais submetidos às condições severas de desgaste, como exemplo, os

aços-ferramenta para trabalho a frio e os ferros fundidos brancos. A presença de elevada

fração volumétrica de carbonetos impõe dificuldades adicionais ao torneamento de materiais

endurecidos (COLPAERT, 2008; METALS HANDBOOK, 1993).

Os carbonetos presentes na microestrutura destes materiais possuem aproximadamente

1500 HV de dureza e podem acarretar falhas catastróficas nas ferramentas de torneamento.

Contudo, limitadas pesquisas foram realizadas de forma a evidenciar a dificuldade do

torneamento de materiais endurecidos com alta fração volumétrica de carbonetos (LAIRD,

GUNDLACH e ROHRIG, 2000).

20

O torneamento de materiais endurecidos pode ainda ser realizado em superfícies

contínuas e interrompidas. No corte contínuo, o principal desafio para as ferramentas é a

elevada temperatura gerada durante o corte, a qual promove o surgimento dos mecanismos de

desgaste termicamente ativados. Por outro lado, diversas características construtivas de

componentes, como rasgos para chavetas e canais de lubrificação promovem o corte

interrompido, no qual o principal desafio para as ferramentas são os cíclicos choques sobre a

aresta de corte. O torneamento em corte interrompido fica ainda mais severo quando o

material usinado possui elevada fração volumétrica de carbonetos. Estas características de

operações impõe uma condição tribológica difícil de ser suportada mesmo para as ferramentas

cerâmicas e PcBN (DINIZ e OLIVEIRA, 2008; TRENT e WRIGHT, 2000).

Este trabalho incrementa as pesquisas sobre o torneamento de materiais endurecidos,

evidenciando o comportamento das ferramentas de PcBN no torneamento de materiais com

elevada fração volumétrica de carbonetos no corte contínuo e interrompido. Para atender às

dificuldades de usinagem propostas, utilizou-se como material usinado o ferro fundido

branco, cuja liga possui um volume de 28% de carbonetos de cromo do tipo M7C3 com dureza

média de 1300 HV dispostos em uma matriz composta por perlita extremamente refinada com

dureza média de 492 HV. Os experimentos foram realizados conforme um planejamento

fatorial com duas variáveis em dois níveis: ferramentas com alto e baixo teor de CBN e

condição de usinagem em corte contínuo e interrompido.

1.1. OBJETIVO GERAL

Determinar o desempenho das classes de ferramentas de PcBN no torneamento do ferro

fundido branco com alto teor de cromo no corte contínuo e interrompido.

1.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS

a) Determinar a influência da classe das ferramentas de PcBN na vida, nos

mecanismos de desgaste e na rugosidade;

b) Determinar a influência do corte contínuo e do interrompido na vida das

ferramentas, nos mecanismos de desgaste e na rugosidade;

c) Avaliar a formação do cavaco no torneamento do ferro fundido branco

utilizando ferramentas de PcBN;

d) Caracterizar alterações microestruturais na superfície usinada do ferro fundido

branco.

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1. INTRODUÇÃO

O torneamento de aços com microestrutura martensítica e limitada fração volumétrica

de carbonetos, como os aços para construção mecânica e para rolamentos, em substituição à

retificação é amplamente pesquisado e utilizado no ambiente de manufatura. Contudo, a

influência da alta presença de partículas duras na microestrutura dos materiais usinados pode

acarretar elevadas taxas de desgaste abrasivo ou avarias nas arestas de corte, influenciando a

capacidade real do processo.

O objetivo desta revisão bibliográfica é abordar o torneamento de materiais endurecidos

com restrita e elevada presença de partículas duras (principalmente carbonetos) na

microestrutura. Dessa maneira, serão descritas as principais características do torneamento e

das microestruturas dos materiais usinados, além do comportamento deste processo em

relação à vida das ferramentas e aos mecanismos de desgaste, a formação do cavaco e as

influências nos requisitos de integridade superficial.

2.2. TORNEAMENTO DE MATERIAIS ENDURECIDOS

Componentes funcionais e de suporte em diversas aplicações industriais necessitam de

elevada dureza para resistir às condições de trabalho, principalmente em relação à resistência

ao desgaste. Após os processos para aumento da dureza do material, o componente é

submetido às operações de acabamento para gerar a geometria final (GRZESIK, 2008a).

O atendimento às especificações de projeto é o principal requisito para a escolha do

processo de acabamento. Tradicionalmente, em geometrias de revolução, estas operações são

realizadas por retificação, porém, com o desenvolvimento dos materiais ultraduros para as

ferramentas de usinagem (cerâmica e PcBN) e máquinas-ferramenta com elevada rigidez e

estabilidade dinâmica, as operações de acabamento em materiais endurecidos tornaram-se

viáveis por torneamento (LAHIFF, GORDON e PHELAN, 2007; GUO e SAHNI, 2004). A

Figura 1 mostra uma comparação das características entre as operações de acabamento por

retificação e torneamento duro.

22

Figura 1 – Características das operações de torneamento duro e retificação. Adaptado de Klocke, Brinksmeier e

Weinert (2005).

Na comparação entre as operações de acabamento por torneamento e retificação

apresentada na Figura 1, os pontos destacados próximo à periferia correspondem aos melhores

resultados. Conforme mostrado na Figura 1, o torneamento além de possuir alta taxa de

remoção de material, ser um processo mais flexível e possibilitar a usinagem de geometrias

complexas, também demonstra maior compatibilidade ambiental devido à possibilidade de

isenção de fluidos de corte. A utilização de fluidos de corte ocasiona problemas com

manuseio, armazenamento, saúde do operador e principalmente com o descarte. O menor

dano na camada subsuperficial gerada pelo torneamento em relação à retificação, está

relacionado à menor área e tempo de contato da ferramenta com a peça. Além destes fatores

descritos, em comparação à retificação, o torneamento é uma operação mais rápida, pois uma

maior parcela da geometria da peça pode ser usinada em uma única preparação de máquina

(GRZESIK, 2008a; STEPHENSON e AGAPIOU, 2006; KLOCKE, BRINKSMEIER e

WEINERT, 2005).

Ainda na Figura 1, a retificação possui vantagens como: precisão de forma e dimensão,

baixos valores de rugosidade e maior confiabilidade do processo, a qual é principalmente

atribuída às repentinas avarias nas ferramentas utilizadas no torneamento. A Figura 1 também

mostra menores valores de tensões residuais geradas pela retificação em relação ao

torneamento. No entanto, as tensões residuais geradas pela operação de retificação são

23

geralmente de tração, a qual é principalmente relacionada ao efeito térmico no processo de

corte. Já no torneamento, as tensões residuais geradas são geralmente compressivas devido às

deformações plásticas e elásticas inerentes à formação do cavaco. As tensões residuais

compressivas geradas pelo torneamento proporcionam maior vida aos componentes quando

submetidos à fadiga mecânica (MACHADO et al., 2009; JAVIDI, RIEGER e EICHLSEDER,

2008; KLOCKE, BRINKSMEIER e WEINERT, 2005; ABRÃO e ASPINWALL, 1996).

Machado et al. (2009), Grzesik (2008a), Lahiff, Gordon e Phelan (2007) e Pavel et al.

(2005) afirmam que a usinagem de materiais endurecidos se caracteriza pela dureza do

material usinado superior a 45 HRC. A conclusão destes autores surgiu por meio da análise do

comportamento do processo de torneamento de materiais endurecidos utilizando ferramentas

de cerâmicas e de PcBN. A Figura 2 mostra o comportamento das componentes da força de

usinagem no torneamento do aço AISI 4030 em diferentes níveis de dureza.

Figura 2 – Influência da dureza do aço AISI 4030 nas componentes da força de usinagem (vc = 90 m/min, ap =

0,15 mm e ƒ = 0,9 mm). Adaptado de Matsumoto (1987) apud Tönshoff, Arendt e Amor (2000).

Como mostrado na Figura 2, a dureza do material usinado influencia nas componentes

da força de usinagem, a qual possui dois comportamentos distintos. O incremento na dureza

do material usinado até um limite próximo a 50 HRC promove uma redução nas componentes

da força de usinagem. Ainda nestes patamares, cavacos morfologicamente contínuos são

observados. Estes fenômenos podem ser explicados pelo efeito da temperatura na interface

cavaco-ferramenta. O incremento da dureza no material usinado promove o aumento da

temperatura na região do corte, reduzindo a resistência ao cisalhamento do material. Outro

fenômeno observado nesta condição é o aumento do ângulo de cisalhamento e a diminuição

da espessura do cavaco, proporcionando a redução da área de contato na interface cavaco-

24

ferramenta. Ambos os fatores contribuem para a redução das componentes da força de

usinagem até um limite de dureza próximo a 50 HRC.

Quando a dureza do material usinado é superior a 50 HRC, um súbito aumento nas

componentes da força de usinagem é observado, e os cavacos passam a ser formados

morfologicamente segmentados. Nesta condição, o incremento na dureza do material usinado

eleva ainda mais a força de atrito, proporcionando o aumento das componentes da força de

usinagem. Tais fenômenos estão relacionados ao comportamento tribológico na interface

cavaco-ferramenta nos patamares de formação do cavaco segmentado (QIAN e HOSSAN,

2007; TÖNSHOFF, ARENDT e AMOR, 2000; LUO, LIAO e TSAI, 1999). A formação do

cavaco no torneamento de materiais endurecidos será discutida no item 2.4.5.

Uma grande parcela da energia demandada na formação dos cavacos é transformada em

energia térmica, e distribuída em distintas regiões: na zona primária de cisalhamento; na

interface cavaco e superfície de saída (zona de secundária de cisalhamento); e na interface de

contato da peça com a superfície de folga. Devido a estas distribuições, a temperatura gerada

durante o corte influencia no comportamento tribológico da interface cavaco-ferramenta, tanto

no material usinado, como na aresta de corte (TRENT e WRIGHT, 2000).

A temperatura gerada na zona primária de cisalhamento é um fator positivo para a

usinagem, pois promove a redução da resistência mecânica do material usinado, facilitando a

deformação plástica para a formação do cavaco. Por outro lado, elevadas temperaturas

geradas durante o corte, principalmente na zona secundária de cisalhamento e na presença da

zona de fluxo, incentivam o aparecimento dos mecanismos de desgaste termicamente

ativados, como a difusão. Este efeito da temperatura é verificado na usinagem utilizando

elevados valores de velocidade de corte (BOUACHA et al., 2009; MACHADO et al., 2009).

Para proporcionar a redução da resistência mecânica do material usinado e minimizar os

efeitos dos mecanismos de desgaste termicamente ativados sobre as arestas de corte,

Astakhov (2006) sugere determinar os parâmetros de usinagem para promover o ponto de

ótima temperatura de corte (θopt). A temperatura é mensurada com o auxílio de um termopar

na ferramenta, e a determinação do ponto de ótima temperatura de corte (θopt) é realizada por

meio da combinação dos parâmetros de usinagem que promovem maior vida as ferramentas

dentro do intervalo de máxima eficiência do processo. O ponto de ótima temperatura de corte

(θopt) na usinagem proporciona as seguintes vantagens: mínimas taxas de desgaste nas arestas

de corte, estabilização da força de usinagem e alta qualidade da superfície usinada. Vale

25

ressaltar que o ponto de ótima temperatura de corte é influenciado por fatores como dureza do

material usinado e sistemas de refrigeração.

Como descrito anteriormente, a estabilidade do processo no torneamento de materiais

endurecidos é viabilizada pela rigidez do sistema de usinagem, a qual está principalmente

relacionada à máquina-ferramenta e a geometria da ferramenta de corte. Por ser um processo

de acabamento, a máquina-ferramenta deve possuir alta precisão (na ordem de tolerâncias

dimensionais ISO IT5 a IT7) para permitir o atendimento às especificações de projeto dos

componentes, além de elevada rigidez, estabilidade dinâmica e um sistema de fixação rígido

do conjunto peça e ferramenta. Para aumentar a rigidez da ferramenta, o porta-ferramenta e a

ferramenta devem proporcionar um ângulo de saída (γ) negativo (geralmente entre -15º a

-30º), além de a microgeometria da aresta ser reforçada por chanfro, raio, ou ambos

(KUNDRÁK et al., 2008; LAHIFF, GORDON e PHELAN, 2007; STEPHENSON e

AGAPIOU, 2006; TRENT e WRIGHT, 2000).

Além de ser possível a utilização do torneamento de materiais endurecidos em diversas

ligas de aços e ferros fundidos, este processo pode ser realizado com o corte contínuo e

interrompido. O corte contínuo é a característica de torneamento mais comum. Já o corte

interrompido torna-se uma difícil característica de torneamento devido ao impacto exercido

pelas interrupções sobre as ferramentas. Estes impactos podem acarretar falhas catastróficas

nas arestas de corte, principalmente as construídas em materiais frágeis, como as cerâmicas e

PcBN. Nas aplicações industriais, as superfícies interrompidas são formadas por furos, canais

de lubrificação, rebaixos para chavetas e interrupções inerentes à aplicação das peças

(OLIVEIRA, DINIZ e URSOLINO, 2009; TRENT e WRIGHT, 2000).

2.3. MATERIAIS DE ELEVADA DUREZA NO TORNEAMENTO

Dentre os materiais que possuem elevada dureza e com capacidade de serem usinados

por torneamento estão principalmente os aços para construção mecânica, os aços-ferramenta,

os aços para rolamento, os ferros fundidos brancos e as ligas de ferros fundidos. Apesar de

estes materiais possuírem elevada dureza, em alguns casos, até em durezas idênticas

(macrodureza), seus comportamentos na usinagem são diferentes devido às características

microestruturais, principalmente em relação à presença de partículas duras (SMITH, 2008;

POULACHON et al., 2003; REN et al., 2001).

26

No ambiente de manufatura, as operações de acabamento por torneamento em materiais

endurecidos são geralmente utilizadas em aços de construção mecânica (AISI 4340 e 8640) e

em aços para rolamento (AISI 52100). Nestes aços, a taxa de desgaste é conhecida e avarias

praticamente não são identificadas, o que promove a confiabilidade do processo. Esta

estabilidade de processo é alcançada pela rigidez do sistema de usinagem e pela

homogeneidade microestrutural dos materiais, os quais possuem restrita fração volumétrica de

carbonetos. No entanto, quando são usinados materiais com alta presença de partículas duras

na microestrutura, como os aços-ferramenta para trabalho a frio e os ferros fundidos brancos,

elevadas taxas de desgaste abrasivo podem ser observadas, além de microlascamentos e

quebras nas arestas de corte. Nestas condições, a capacidade real do processo torna-se

limitada (SMITH, 2008; POULACHON et al., 2003; REN et al., 2001).

Limitadas pesquisas evidenciando a utilização de ferramentas de PcBN no torneamento

de materiais com elevada fração volumétrica de carbonetos são encontradas na literatura.

Deste modo, esta revisão bibliográfica apresenta os fenômenos ocorridos no torneamento de

uma gama de materiais que correspondem a diferentes aplicações. Para enfatizar a

comparação, optou-se por classificar os materiais usinados por torneamento duro em quatro

classes (A, B, C e D), as quais estão relacionadas à fração volumétrica de carbonetos de cada

grupo. As diferenças microestruturais entre as classes especificadas estão apresentadas na

Figura 3.

Figura 3 – Micrografia das classes de materiais endurecidos usinados por torneamento. Fonte: a) Bramfitt e

Lawrence (2004); b) Maru (2003), c) Franco Junior (2003) e d) Preti (2004).

27

Conforme mostrado na Figura 3, torna-se nítido o aumento da fração volumétrica de

carbonetos do material da classe A para a classe D. A Figura 3a apresenta a micrografia do

aço AISI 4340 cujas fases constituintes são: bainita (constituinte escuro) e martensíta

(constituinte claro). Com a ampliação da Figura 3a, no aço AISI 4340 não é observada a

presença de carbonetos. A presença de carbonetos pode ser observada na Figura 3b, a qual

mostra a micrografia do aço AISI 52100 que é constituída por matriz martensítica com

pequenos carbonetos (tamanho médio de 1 µm) de cromo do tipo M7C3. Já a Figura 3c mostra

a micrografia do aço-ferramenta AISI D2, a qual é constituída pela matriz martensita e por

carbonetos de cromo do tipo M7C3. É importante ressaltar a diferença na fração volumétrica e

tamanho dos carbonetos do aço AISI 52100 para o aço AISI D2. Tal comparação fica ainda

mais pronunciada entre o aço AISI D2 e o ferro fundido branco de alto cromo. A

microestrutura do ferro fundido branco apresentado na Figura 3d é composta por matriz

austenítica e por carbonetos de cromo do tipo M7C3 (BRAMFITT e LAWRENCE, 2004;

PRETI, 2004; FRANCO JUNIOR, 2003; MARU, 2003).

A classificação dos materiais adotada neste trabalho não corresponde somente aos

materiais específicos apresentados na Figura 3, mas também aos seus similares,

principalmente em relação à fração volumétrica de carbonetos. A Tabela 1 mostra as classes

de materiais adotadas, a estimativa da fração volumétrica de carbonetos nos materiais de

referência e o intervalo de fração volumétrica de carbonetos correspondente às classes

estipuladas.

Tabela 1 – Classificação adotada dos grupos de materiais.

Classes Material base

Estimativa da fração

volumétrica de

carbonetos

Fração volumétrica

de carbonetos nas

classes

Classe A Aço AISI 4340 0 % Menor que 1%

Classe B Aço AISI 52100 4,05 % Entre 1 e 5 %

Classe C Aço AISI D2 10,20 % Entre 5 e 15%

Classe D Ferro fundido branco de

alto cromo 25,97 % Maior que 15%

A estimativa da fração volumétrica de carbonetos foi realizada por meio da Regra da

Alavanca, considerando que o carboneto de cromo do tipo M7C3 possui 8,9 % de Carbono em

28

sua composição. Detalhes sobre a Regra da Alavanca podem ser consultados em Preti (2004),

Chiaverini (2002) e em Laird, Gundlach e Rohrig (2000).

Apesar da severa diferença microestrutural entre os materiais apresentados na Figura 3

e, consequentemente, os que compõem as classes adotadas na Tabela 1, estes materiais podem

possuir durezas similares (macrodureza), as quais são principalmente determinadas por

processos de tratamento térmico. No entanto, Poulachon et al. (2003) relataram que, apesar da

dureza influenciar na usinabilidade destes materiais, a principal influência está relacionada à

presença de partículas duras na microestrutura. Esta afirmação é claramente visualizada na

Figura 4, a qual compara as microdurezas entre a matriz dos aços e os carbonetos do tipo

M7C3.

Figura 4 – Comparação da microdureza dos carbonetos com a matriz dos aços. Adaptado de Roberts, Krauss e

Kennedy (1998).

Na Figura 4 é possível observar que a dureza dos carbonetos de cromo (do tipo M7C3) é

aproximadamente três vezes maior que a dureza da matriz dos aços-rápidos (similar à matriz

dos materiais classificados na Tabela 1). Para estas condições, apesar de a dureza superior das

ferramentas de PcBN (aproximadamente 4500 HV), durante o processo de corte, o impacto

das ferramentas de PcBN contra os carbonetos da microestrutura do material pode acarretar

severos desgastes ou avarias na aresta de corte, ou ainda, imperfeições na superfície usinada

(SMITH, 2008; LAIRD, GUNDLACH e ROHRIG, 2000).

Conforme mostrado na Figura 3, a fração volumétrica de carbonetos na microestrutura

dos materiais aumenta da classe A para a classe D. A formação de carbonetos nestes materiais

está relacionada à sua composição química, principalmente com a quantidade de Carbono e

elementos formadores de carbonetos, como o cromo (METALS HANDBOOK, 1993). A

29

Tabela 2 apresenta a composição química básica dos materiais apresentados nas Figura 3a, 3b

e 3c. As composições químicas dos ferros fundidos brancos estão apresentadas na Tabela 3.

Tabela 2 – Composição química básica dos materiais (% em massa). Fonte: Metals Handbook (1993).

Material C Cr Mo Si V Mn Ni

Aço AISI 4340 0,38

0,43

0,70

0,90

0,20

0,30

0,15

0,35

- 0,6

0,8

1,65

2,00

Aço AISI 52100 0,98

1,10

1,30

0,60

- 0,15

0,35

- 0,24

0,45

Aço AISI D2 1,40

1,60

11,0

13,0

0,70

1,20

0,60

máx

1,10

máx

0,60

máx

0,30

máx

Nas composições químicas apresentadas na Tabela 2, o aumento da quantidade de

cromo e de carbono eleva a fração volumétrica de carbonetos na microestrutura. Esta

comparação também pode ser evidenciada na Figura 3 (MELO, 2001; METALS

HANDBOOK, 1993).

2.3.1. Ferros fundidos brancos

O objetivo desta pesquisa é determinar o desempenho das ferramentas de PcBN no

torneamento do ferro fundido branco, os quais apresentam elevada fração volumétrica de

carbonetos na microestrutura. Neste trabalho, são classificados como materiais pertencentes à

classe “D”, conforme a Tabela 1.

Os ferros fundidos brancos são basicamente utilizados em componentes submetidos ao

desgaste abrasivo, devido à elevada presença de carbonetos na microestrutura. São exemplos

de indústrias que utilizam estas ligas: mineração (esferas de moinho, martelos, mandíbulas,

grelas); cimento, cerâmica (moldes para produção de tijolos); metalúrgica (componentes de

briquetadores, tratores, máquinas de triturar e moer, componentes de máquinas de limpeza

tipo jato de granalha) e siderúrgica (conexões de alto forno) (PRETI, 2004; MELO, 2001;

GUNDLACH, 1988).

Ferros fundidos brancos são os ferros fundidos que possuem o Carbono combinado na

forma de carbonetos, isto é, sem grafita. Sua obtenção é realizada por meio do processo de

fundição mediante a utilização de basicamente duas técnicas: a) a primeira consiste no

emprego da composição química do ferro fundido cinzento (isento de elementos de liga)

associada à elevada taxa de resfriamento, o que impedirá a formação da grafita, favorecendo a

30

formação de carbonetos do tipo Fe3C; b) a segunda técnica consiste na utilização de

elementos de liga, tipicamente o cromo, os quais impedem a formação da grafita e

proporcionam a formação de carbonetos inclusive sob baixas velocidades de extração de

calor. Deste modo, o primeiro método é aplicado em componentes de pequena espessura

devido à necessidade da elevada extração de calor na solidificação da liga. Já o segundo

método permite a aplicação dos ferros fundidos brancos em peças de grande espessura

(CHIAVERINI, 2002; LAIRD, GUNDLACH e ROHRIG, 2000; GUNDLACH, 1988).

A norma mais utilizada para a classificação dos ferros fundidos ligados resistentes a

abrasão é a ASTM A 532. Esta norma classifica os ferros fundidos brancos em 10 ligas de

acordo com sua composição química, conforme apresentado na Tabela 3.

Tabela 3 - Classificação das ligas (composição química) de ferro fundido branco resistente a abrasão de acordo

com a norma ASTM A 532 apud Preti (2004).

A norma ASTM A 532 apresentada na Tabela 3 classifica os ferros fundidos brancos

resistentes à abrasão em três classes (I, II e III), as quais correspondem:

Classe I – Ferros Ni-hards: nestas classes utilizam-se pequenas adições de cromo para a

formação do carboneto do tipo M3C. O Níquel é adicionado para aumentar a temperabilidade

da liga (evitar a decomposição da austenita em perlita), possibilitando a formação da

martensita no estado bruto de fusão além de maior resistência ao desgaste. A exceção nesta

classe é o tipo D, o qual apresenta maior teor de cromo (7 a 11%) que promove a alteração do

tipo de carboneto M3C para M7C3. O carboneto do tipo M7C3 é mais duro e menos contínuo

que o M3C, resultando em uma liga com maior tenacidade e resistência à abrasão quando

comparado aos tipos A, B e C (LAIRD, GUNDLACH e ROHRIG, 2000; METALS

HANDBOOK, 1993).

31

Classes II e III– Ferros Cr-Mo e alto cromo: estas ligas apresentam teores de cromo

acima de 12%, visando a formação de carbonetos de cromo do tipo M7C3. Pequenas adições

de elementos, como o Mo, Ni e Cu, proporcionam maior endurecimento da matriz. Variações

de composições químicas nestas classes de materiais permitem obter diferentes fases na

matriz metálica, tais como: austenita, ferrita, perlita, bainita, martensita, ou ainda, uma

combinação destas. Esta flexibilidade microestrutural possibilita a estes ferros fundidos

diferentes combinações de resistência a abrasão, tenacidade e corrosão (LAIRD,

GUNDLACH e ROHRIG, 2000; WALTON, 1993; GUNDLACH, 1988).

As diferentes ligas de ferros fundidos brancos resistentes a abrasão podem ser

submetidas aos processos de tratamentos térmicos, como a têmpera e o recozimento. Estes

tratamentos são realizados para alterar a microestrutura da matriz da liga, e

consequentemente, a dureza. A variação de dureza nas ligas de ferro fundido branco resistente

a abrasão classificadas pela norma ASTM A 532 estão apresentadas na Tabela 4.

Tabela 4 – Dureza Vickers (HV) das ligas de ferro branco resistente a abrasão. Adaptado de Preti (2004).

Fundido em Areia

Bruto de Fundição (HV) Temperado (HV) Recozido (HV) Coquilhado (HV)

IA 600 660 - 660

IB 600 660 - 660

IC 600 660 430 660

ID 540 660 - 660

IIA 600 660 430 660

IIB 485 660 430 -

IIC 600 660 430 -

IID 485 660 430 -

IIE 485 660 430 -

IIIA 485 660 430 -

Nota: os valores correspondem à dureza mínima.

Conforme mostrado na Tabela 4, a menor dureza encontrada na matriz das ligas de ferro

fundido branco resistente a abrasão é de ou 485 HV ou 46 HRC (a conversão de escalas de

dureza foi realizada conforme a norma E 140-05 (ASTM, 2005)). Apesar de a dureza da

matriz ser elevada, não proporciona dificuldades para a usinagem destas ligas. A suposta

dificuldade de usinagem está na dureza dos carbonetos, como os carbonetos de cromo do tipo

M7C3 que possuem dureza aproximadamente três vezes maior que a da matriz (LAIRD,

GUNDLACH e ROHRIG, 2000; GUNDLACH, 1988).

32

2.3.2. Ferros fundidos brancos Cr-Mo e alto cromo

Nos ferros fundidos brancos de alto cromo, as propriedades mecânicas e de desgaste são

provenientes da microestrutura com matriz controlada e da dispersão dos carbonetos de cromo

do tipo M7C3. Estes materiais podem possuir durezas uniformes mesmo em peças de grande

espessura. Estes valores de durezas são atingidos por processos de tratamento térmico, como a

têmpera e o revenimento. Os tratamentos térmicos são facilitados pela presença de elementos

químicos como o cromo, molibdênio, níquel e cobre (BERNS e THEISEN, 2008).

A principal diferença entre os ferros fundidos brancos Cr-Mo e alto cromo, mostrados

na Tabela 3, é quantidade de cromo. A quantidade de cromo influencia diretamente na fração

volumétrica de carbonetos presentes na microestrutura, sendo que maiores quantidades de

cromo equivalem à maior quantidade de carbonetos. Além da formação e estabilização dos

carbonetos, o cromo é adicionado aos ferros fundidos brancos para prevenir o surgimento da

grafita, estabilizar a austenita e aumentar a resistência à corrosão (ASM INTERNATIONAL,

2009; LAIRD, GUNDLACH e ROHRIG, 2000).

Para compreender em detalhes a dificuldade de usinagem dos ferros fundidos brancos,

principalmente os de alto Cr e Cr-Mo, é preciso compreender a morfologia de sua célula

eutética, principalmente em relação ao tamanho e dispersão do composto M7C3. Nos ferros

fundidos brancos de alto cromo que formam os carbonetos do tipo M7C3 (liga ID até IIIA -

Tabela 3), a célula eutética possui um aspecto radial (carbonetos M7C3 distribuídos de forma

radial) além de possuir uma direção preferencial de crescimento do composto eutético M7C3

(crescimento em profundidade), a qual resulta na formação de uma morfologia de carbonetos

em forma de cilindro ou bastonetes (LAIRD, GUNDLACH e ROHRIG, 2000). A Figura 5

apresenta o esquema de crescimento do eutético nas ligas de ferro fundido branco de alto

cromo.

33

Figura 5 – Esquema de crescimento do composto eutético das ligas de ferro fundido branco de alto cromo.

Adaptado de Laird, Gundlach e Rohrig (2000).

Conforme mostrado na Figura 5, as células eutéticas nos ferros fundidos brancos são

formadas em posições aleatórias, onde o composto eutético M7C3 é disposto em um sentido

radial e possui crescimento em profundidade. Os crescimentos em profundidade das células

eutéticas formam uma ancoragem dos carbonetos com a matriz do material. Esta característica

é importante para a resistência ao desgaste destas ligas. No entanto, podem acarretar desafios

nas operações de torneamento (LAIRD, GUNDLACH e ROHRIG, 2000). Para evidenciar

com mais clareza os carbonetos nos ferros fundidos brancos de alto cromo, a Figura 6a mostra

uma célula eutética em vista de topo (carbonetos em vista de topo), enquanto que na Figura 6b

a célula eutética é apresentada em vista ao longo da célula (seção transversal).

Figura 6 – Microestrutura da liga de ferro fundindo branco ASTM A 532 II D obtida em microscópio eletrônico

de varredura. a) microfotografia do composto eutético em vista de topo. a) microfotografia do composto eutético

M7C3, vista ao longo da célula eutética (seção transversal). Fonte: Preti (2004).

Nas Figura 6a e 6b a ancoragem dos carbonetos na matriz dos ferros fundidos brancos

fica evidenciada. Além disso, pode ser observado na Figura 6b que existem carbonetos

maiores que 150 µm (em seção transversal), os quais equivalem à profundidade de corte (ap)

34

utilizada em operações de acabamento (normalmente utiliza-se ap = 100 a 300 µm) com

ferramentas de cerâmica e PcBN.

Machado et al. (2009), Diniz, Marcondes e Coppini (2008) e Gundlach (1988)

descrevem que os ferros fundidos brancos são materiais de baixa usinabilidade devido à

elevada dureza e fração volumétrica de carbonetos na microestrutura. Os autores também

relataram que estes materiais são geralmente usinados pelo processo de retificação. No

entanto, Smith (2008) e Laird, Gundlach e Rohrig (2000) sugerem que a usinagem do ferro

fundido branco também pode ser realizada utilizando ferramentas de geometria definida de

cerâmica e PcBN. Contudo, é necessário utilizar máquinas-ferramenta com elevada rigidez e

estabilidade dinâmica.

Analisando a cinemática do processo de torneamento de materiais endurecidos e o

tamanho e dispersão dos carbonetos presentes nos ferros fundidos brancos de alto cromo,

pode-se sugerir que durante o corte ocorre o impacto dos carbonetos de cromo do tipo M7C3

em uma grande área da superfície de saída além de forte atrito contra a superfície de folga da

ferramenta. Diante desta situação, diversos fenômenos no processo de corte podem ocorrer,

como: a) quebra ou microlascamento da ferramenta; b) cisalhamento do carboneto (processo

de corte tradicional); c) os carbonetos serão arrancados da matriz do material pela ferramenta;

d) pelas deformações plásticas e elásticas no material usinado durante a formação do cavaco,

os carbonetos serão quebrados e espremidos contra a matriz; e) duas ou mais das situações

anteriores podem ocorrer simultaneamente.

A limitada utilização dos ferros fundidos brancos está relacionada à sua complexidade

microestrutural, a qual impõe severos desafios aos processos de manufatura após a fundição.

Deste modo, o conhecimento adquirido nesta pesquisa pode ampliar as áreas de aplicações

dos ferros fundidos brancos. Além disso, tal conhecimento pode ser transportado a outros

materiais com características microestruturais similares.

2.4. CARACTERÍSTICAS DO TORNEAMENTO DE MATERIAIS ENDURECIDOS

No torneamento de materiais endurecidos, a determinação da vida das ferramentas

depende das especificações finais da peça usinada. Os principais parâmetros utilizados para

definir o momento de substituição das ferramentas encontrados na literatura são: limite de

desgaste de flanco (VBB) = 0,2 mm e rugosidade da superfície usinada. Em operações de

35

acabamento, geralmente adota-se o padrão de rugosidade N6, o qual corresponde a 0,8 µm na

escala Ra (GRZESIK, 2008a; KUNDRÁK et al., 2008; WHITEHOUSE, 2003).

Nesta seção serão abordadas as principais influências do material da ferramenta, da

geometria da aresta de corte, dos parâmetros de usinagem e da condição de torneamento na

vida e nos mecanismos de desgaste nas ferramentas utilizadas no torneamento de materiais

endurecidos. As influências serão comentadas a seguir mantendo a comparação entre as

classes de materiais estipuladas na Tabela 1.

2.4.1. Materiais de ferramenta

Usualmente, as ferramentas de usinagem utilizadas no torneamento de materiais

endurecidos são as cerâmicas e PcBN. As principais características das referidas ferramentas

são apresentadas na Tabela 5.

Tabela 5 – Características das ferramentas de cerâmica e PcBN. Adaptado de: 1- Trent e Wright (2000) e 2 -

Grzesik (2008a).

Cerâmica

pura

Al2O3

Cerâmica

mista

Al2O3 + TiC

Cerâmica

Al2O3 + SiC

Whiskers

PcBN baixo

teor

(50% CBN)

PcBN alto

teor

(90% CBN)

Tenacidade à fratura

[MPa m-1/2

] 4

(1) 4,5

(1) 7

(1) 3,7

(2) 6,4

(2)

Condutividade térmica

em [W/m-1

K-1

] 8,4

(2) 9,0

(2) - 44

(2) 100

(2)

Resistência à compressão

[GPa] 4,0

(2) 4,5

(2) - 3,5

(2) 2,73

(2)

Dureza [Vikers - HV]

Dureza [Knoop - GPa]

1600 HV (1)

16 GPa (2)

2200 HV (1)

17 GPa (2)

1925 HV (1)

-

-

27,5 GPa (2)

-

31,5 GPa (2)

Como apresentado na Tabela 5, as ferramentas cerâmicas óxidas são divididas em três

principais classes: cerâmica pura (Al2O3), a qual possui o menor valor de dureza entre as

classes cerâmicas oxidas mostradas na Tabela 5, no entanto possui elevada resistência ao

desgaste e excelente estabilidade química, porém, baixa tenacidade; as cerâmicas mistas, nas

quais a adição de TiC (Al2O3 + TiC) melhora ligeiramente sua tenacidade, além de aumentar a

dureza e a condutividade térmica, proporcionando à ferramenta maior resistência ao desgaste;

e por fim, as cerâmicas reforçadas com SiC whiskers, as quais possuem dureza intermediária

comparada às primeiras duas classes, no entanto possuem maior tenacidade e maior

resistência ao choque térmico (GRZESIK, 2008a; SMITH, 2008).

36

As principais diferenças nas características das ferramentas de cerâmica e PcBN são os

valores de dureza e de condutividade térmica. A maior dureza nas ferramentas de PcBN

proporciona maior resistência ao desgaste abrasivo, enquanto que elevados valores de

condutividade térmica permitem maior extração de calor da região do corte através de

gradientes de temperatura na ferramenta. Por outro lado, a maior condutividade térmica nas

ferramentas de PcBN sugerem maior afinidade química com o material usinado,

proporcionando condições favoráveis ao surgimento do mecanismo de desgaste da difusão

(GRZESIK, 2008a; SMITH, 2008).

As ferramentas de PcBN são classificadas em alto e baixo teor de CBN, e são

constituídas em grãos micrométricos de CBN dispersos em uma matriz composta de

carbonetos metálicos, nitretos e óxidos, conforme apresentado na Figura 7 (GRZESIK, 2008a;

TRENT e WRIGHT, 2000).

Figura 7 – Micrografia das ferramentas de PcBN. a) baixo teor de CBN, adaptado de Angseryd et al. (2009) e

b) alto teor de CBN, adaptado de Grzesik (2008a)..

A Figura 7a apresenta uma micrografia da ferramenta de PcBN baixo teor, a qual possui

uma fase cerâmica como aglomerante, geralmente TiC ou TiN. A Figura 7b corresponde a

uma ferramenta de alto teor de CBN, sendo que, nestas a fase aglutinante é geralmente

metálica (SMITH, 2008; STEPHENSON e AGAPIOU, 2006). Apesar da Figura 7b não

possuir escala, segundo Grzesik (2008a), os grãos nas ferramentas de PcBN são menores do

que 1 µm.

Ainda conforme a Tabela 5, o elevado teor de CBN nas ferramentas (aproximadamente

90% em massa) aumenta a dureza e tenacidade, porém acarreta maior tendência à difusão

quando comparado às ferramentas com baixo teor (aproximadamente 60% em massa). Nas

ferramentas com baixo teor de CBN, a adição da fase cerâmica (TiC ou TiN) proporciona

maior estabilidade química, contudo reduz a dureza e a tenacidade, além de possuir tendência

ao microlascamento (SANDVIK, 1994 APUD DINIZ E OLIVEIRA, 2008).

37

2.4.2. Parâmetros de usinagem

Os parâmetros de usinagem no torneamento de materiais endurecidos são típicos de

operações de acabamento, nas quais são utilizados baixos valores de profundidade de corte

(ap), valores de velocidade de avanço (ƒ) compatíveis com o padrão de acabamento desejado e

níveis de velocidade de corte (vc) inferiores aos praticados em materiais não endurecidos. A

Tabela 6 mostra os principais parâmetros de usinagem no torneamento de materiais

endurecidos de acordo com as referências pesquisadas e com as classes de materiais usinados

determinados na Tabela 1.

38

Tabela 6 – Parâmetros de usinagem utilizados no torneamento de materiais endurecidos.

Classes Pesquisadores Material da

ferramenta

Material

usinado

Dureza

(HRC)

Condição

de Corte

Parâmetros de usinagem

vc

(m/min) ƒ (mm)

ap

(mm)

Classe A

(DINIZ e

OLIVEIRA, 2008) PcBN

AISI 4340

56 C – I

S.I. 150 0,08 0,15

(LUO, LIAO e

TSAI, 1999)

PcBN

Cerâmica (Al2O3)

Metal duro P10

35-55 C 60-200 0,10-0,30 0,20-

0,50

(BARRY e

BYRNE, 2001)(a)(b)

Cerâmica (Al2O3)

PcBN 52 C 150-282 0,10 0,20

(OLIVEIRA,

DINIZ e

URSOLINO, 2009)

PcBN

Cerâmica-

Whiskers

56 C - I 150 0,08 0,15

(GRZESIK,

2008b)b Cerâmica (Al2O3) AISI 5140 60 C 100 0,04-0,80 0,20

(PAVEL et al.

2005) PcBN

AISI 1117

AISI 1137

62

48

C

I 125-175

0,102-

0,15 0,178

Classe B

(SAHIN, 2009) Cerâmica (Al2O3)

PcBN

AISI 52100

57 C 100-196 0,06-

0,117 0,2

(SMITH et al.

2007) PcBN 61 C 122 0,127

0,051-

0,255

(CHOU, EVANS e

BARASH, 2002) PcBN 62 C 60-240 0,0125

0,05-

0,25

(KO e KIM, 2001) PcBN 60 I 97-218 0,05-0,15 0,05-

0,20

(YALLESE et al.

2009) PcBN 60 C 60-350 0,08-0,24

0,10-

1,0

(LALWANI,

MEHTA e JAIN,

2008)

Cerâmica (Al2O3) 18Ni(250) 50 C 55-93 0,04-0,12 0,1-0,2

Classes

A e C (LIMA, 2005)

Metal duro P15

PcBN

Cerâmica (Al2O3)

AISI 4340

AISI D2

42-50

58 C

60-180

80-220

0,10-0,40

0,05-0,15

0,5-2,0

0,2

Classes

B e C

(POULACHON et

al. 2004) PcBN

AISI 52100

35NiCrMo16

AISI H11

AISI D2

54 C 180-230 0,08-0,12 0,20

Classe C

(FARHAT, 2003) PcBN AISI P20 34 C 60-1000 0,06 2,60

(KATUKU,

KOURSARIS e

SIGALAS, 2010)

PcBN ADI 33 C 50-800 0,05 0,20

(CHOU e EVANS,

1999) PcBN AISI M50 63

C

I 120-468 0,012 0,05

(ARSECULARATNE

et al. 2006) PcBN

AISI D2

62 C 70-120 0,08-0,20 0,5

(GAITONDE et al.

2009) Cerâmica (Al2O3) 60 C 80 0,10 0,2-0,6

(YALLESE et al.

2004)

Cerâmica (Al2O3)

PcBN AISI D3 60 C

60-180

90-350 0,08-0,20 0,2-1,0

Classe D (REN et al. 2001) PcBN

“High

chromium

Hardfacing”

58 C 32-85 0,15-0,25 0,65

Condição de corte: C = contínuo; I = interrompido; S.I. = semi-interrompido

39

De acordo com as referências apresentadas na Tabela 6, as ferramentas cerâmicas e

PcBN são utilizadas com frequência no torneamento de materiais que possuem restrita

presença de partículas duras na microestrutura (classes A e B). Já no torneamento de materiais

com elevada fração volumétrica de carbonetos (classes C e D) existe a tendência de utilização

das ferramentas PcBN.

As ferramentas de PcBN são preferidas na usinagem de materiais das classes C e D

devido à maior dureza e tenacidade comparadas às ferramentas cerâmicas. Estas propriedades

permitem a ferramenta suportar com maior eficiência a severa condição tribológica imposta

pelo impacto dos carbonetos da microestrutura do material contra a aresta de corte. No mesmo

contexto, as características das ferramentas cerâmicas também restringem sua aplicação no

torneamento de geometrias interrompidas.

Além das restrições nas aplicações das ferramentas cerâmicas, quando utilizadas, os

valores de velocidade de corte (vc) são geralmente inferiores comparados às velocidades de

corte praticadas nas ferramentas PcBN. No entanto, conforme a Tabela 6, no torneamento de

materiais endurecidos, os valores de velocidade de corte praticados com maior frequência

estão no intervalo de (vc) = 100 a 200 m/min.

A profundidade de corte (ap) em operações de acabamento está diretamente relacionada

ao material excedente deixado pelas operações de desbaste. Este material extra

(sobrematerial) deve ser estipulado de forma que as alterações sofridas pelo componente nos

processos de endurecimento não inviabilizem as especificações finais do produto. Deste

modo, e de acordo com a Tabela 6, constatou-se que o intervalo de profundidade de corte

praticado com maior frequência no torneamento de materiais endurecidos está entre (ap) =

0,15 – 0,20 mm.

O último parâmetro de usinagem de grande importância no torneamento é o avanço (ƒ).

Dentre os parâmetros descritos, o avanço é o que possui maior impacto no acabamento do

componente usinado. Desta forma, o avanço (ƒ) é estipulado em função do raio de ponta da

ferramenta (rε) e do padrão de rugosidade desejado no componente usinado.

É pertinente ressaltar que na Tabela 6 existem diversos parâmetros de usinagem

discrepantes dos intervalos descritos anteriormente. No entanto, para estas pesquisas, o tempo

de usinagem foi extremamente curto, o limite de vida da ferramenta foi determinado por

40

lascamentos na aresta de corte, ou ainda, os valores de rugosidade encontrados foram

incompatíveis com os requisitados pelas operações de acabamento.

Com a análise das referências pesquisadas, observou-se que pesquisas evidenciando a

utilização de ferramentas PcBN diante de condições severas de usinagem, por exemplo, em

corte interrompido com elevadas velocidades de corte, são escassas principalmente no caso da

usinagem de materiais com elevada fração volumétrica de carbonetos na microestrutura (aços

rápidos, aços-ferramenta para trabalho a frio e ferros fundidos brancos).

A Tabela 6 servirá de suporte durante o desenvolvimento deste trabalho, na qual

poderão ser consultados os parâmetros de usinagem das pesquisas comentadas.

2.4.3. Tempo de usinagem

No torneamento de materiais endurecidos, o tempo em que a ferramenta permanece em

operação é função de vários fatores. Dentre os principais tem-se: material da ferramenta,

condições de corte, parâmetros de usinagem e geometria da aresta de corte. Deste modo, nesta

seção serão discutidos os principais fatores que influenciam a vida das ferramentas no

torneamento de materiais endurecidos.

2.4.3.1. Material da ferramenta

Este item tem o objetivo de apresentar as diferenças na vida das ferramentas de PcBN

em comparação às ferramentas cerâmicas. Além disso, este item também abordará a

influência do teor de CBN na vida das ferramentas.

Uma comparação da vida das ferramentas cerâmicas reforçadas com SiC-whiskers e

PcBN (baixo teor de CBN) na usinagem de materiais com restrita presença de partículas duras

na microestrutura (Classe A) foi realizada por Oliveira, Diniz e Ursolino (2009). O critério de

fim de vida das ferramentas foi o limite de desgaste de flanco (VBB) = 0,2 mm. Os resultados

estão apresentados na Figura 8.

41

Figura 8 – Comparação de vida das ferramentas cerâmica reforçadas com SiC Whiskers e PcBN (baixo teor de

CBN) no corte contínuo e interrompido do aço AISI 4340 com 56 HRC de dureza. Adaptado de Oliveira, Diniz e

Ursolino (2009).

Conforme a Figura 8, no corte contínuo as ferramentas de PcBN apresentaram tempo de

usinagem aproximadamente três vezes maior (60 minutos) que as ferramentas cerâmicas (20

minutos). Já no corte interrompido, a vida entre ambas foi similar (superior a 160 minutos),

porém, a rugosidade gerada pelas ferramentas cerâmicas ao final de sua vida foi 2,2 µm na

escala Ra, enquanto nas ferramentas de PcBN a rugosidade não ultrapassou 0,8 µm. As

ferramentas cerâmicas reforçadas com SiC-whiskers são uma excelente alternativa de baixo

custo na usinagem de materiais endurecidos no corte interrompido, com características

similares ao aço AISI 4340, mas promovem limitações de peças usinadas devido aos valores

de rugosidade (OLIVEIRA, DINIZ e URSOLINO, 2009).

Sahin (2009) comparou a vida das ferramentas de PcBN [CBN (50%) +TiC (40%) +WC

(6%) + AlN,AlB2 (4%)] e cerâmicas mistas (Al2O3 + TiC e Al2O3 + TiC + TiN), no corte

contínuo do aço AISI 52100 (Classe B). Nas condições testadas as ferramentas de PcBN

apresentaram as maiores vidas, as quais foram superiores a 97,5 minutos. Por outro lado, no

menor patamar de velocidade de corte testada (100 m/min), as ferramentas cerâmicas

apresentaram vidas superiores a 100 minutos. No entanto, com o incremento na velocidade de

corte para 196 m/min, a vida das ferramentas cerâmicas passou para aproximadamente 15

minutos. Estes resultados mostram que as ferramentas de PcBN mostram melhor desempenho

independente do valor de velocidade de corte testado. No entanto, quando utilizados baixos

valores de velocidade de corte (vc), as ferramentas de PcBN perdem eficiência em

42

comparação as ferramentas cerâmicas. Esse fenômeno está relacionado ao intervalo de

trabalho com eficiência de processo das ferramentas de PcBN (geralmente no patamar de

velocidade de corte entre 100 a 200 m/min – coforme constatado na Tabela 6). Deste modo,

quando baixos valores de veloicdade de corte são utilizados (vc < 100 m/min) as ferramentas

cerâmicas mostram-se uma alternativa viável e de menor custo em relação às ferramentas de

PcBN.

No torneamento de materiais correspondentes à classe C (aço AISI D3), Yallese et al.

(2004) também observaram o superior desempenho das ferramentas PcBN comparado às

ferramentas cerâmicas. Os autores compararam as ferramentas de cerâmica mista (Al2O3 +

TiC) com as ferramentas PcBN (CBN + Ti(C,N)). Os resultados demonstraram que, em

velocidades de corte de 90 e 120 m/min, as vidas das ferramentas de cerâmica foram de

aproximadamente 10 e 5 minutos, respectivamente. Por outro lado, as ferramentas de PcBN

promoveram tempo de usinagem de 45 e 30 minutos, respectivamente.

A direta comparação entre a vida das ferramentas de cerâmica e PcBN no corte contínuo

em materiais com restrita e elevada fração de partículas duras na microestrutura pode ser

observada na Figura 9.

Figura 9 – Vida das ferramentas na usinagem de materiais com restrita e elevada fração volumétrica de

carbonetos. Adaptado de Yallese et al. (2004) e Oliveira, Diniz e Ursolino (2009).

A Figura 9 evidencia a diferença na vida das ferramentas de PcBN e cerâmica na

usinagem de materiais com restrita e elevada fração volumétrica de carbonetos na

microestrutura. Do ponto de vista dos materiais usinados, os resultados demonstraram que

materiais com elevada presença de partículas duras na microestrutura tendem a diminuir a

43

vida das ferramentas de usinagem em comparação a materiais com restrita presença de

partículas duras na microestrutura. A Figura 9 também mostra que a tendência em menor vida

das ferramentas de cerâmica compara as ferramentas de PcBN independentemente da classe

de material usinado (considerando as classes A e C).

Teoricamente, a situação mais crítica para a aplicação das ferramentas cerâmicas

encontra-se no torneamento de materiais com elevada fração volumétrica de carbonetos em

conjunto com o corte interrompido. Uma evidência desta dificuldade é a carência nas bases de

dados de pesquisas sobre o torneamento de materiais com elevada fração volumétrica de

carbonetos, no corte interrompido, utilizando ferramentas cerâmicas.

As informações descritas anteriormente indicam que as ferramentas de PcBN

promovem maior vida comparadas às ferramentas cerâmicas, principalmente quando elevados

valores de velocidade de corte são praticados. No entanto, as ferramentas cerâmicas

apresentam-se como uma alternativa de baixo custo principalmente no torneamento de

materiais das classes A e B. O inconveniente está associado aos restritos valores de

velocidade de corte.

A comparação entre ferramentas de PcBN (alto e baixo teor) foi realizada por Diniz e

Oliveira (2008). O experimento foi realizado na usinagem do aço AISI 4340 – 56 HRC

(Classe A) considerando o limite de vida das ferramentas igual ao desgaste de flanco médio

(VBB) = 0,2 mm. Os resultados estão apresentados na Figura 10.

Figura 10 – Influência da condição de corte na vida das ferramentas de alto teor de CBN (CBN 7050) e baixo

teor de CBN (CBN 7020) na usinagem do aço AISI 4340. Adaptado de Diniz e Oliveira (2008).

44

Conforme a Figura 10, os autores observaram que, no corte interrompido, a classe das

ferramentas PcBN (alto e baixo teor) não influencia na vida das ferramentas, as quais foram

superiores a 90 minutos. Porém, no corte contínuo e semi-interrompido, a vida da ferramenta

de baixo teor de CBN (CBN 7020) foi de aproximadamente 60 minutos, três vezes superior a

da ferramenta com alto teor de CBN (CBN 7050). Segundo os autores, este comportamento

está relacionado à maior estabilidade química e à condutividade térmica das ferramentas com

baixo teor de CBN (CBN 7020).

Os resultados apresentados por Chou, Evans e Barash (2002) no torneamento de

superfícies contínuas do aço AISI 52100 (Classe B) com 62 HRC, mostraram que as

ferramentas de baixo teor de CBN também possuem menores taxas de desgaste, além de

promover menores valores de rugosidade.

A mesma tendência nos resultados referente à vida das ferramentas com alto e baixo

teor de CBN foi apresentada por Chou e Evans (1999) no torneamento do aço-rápido ao

Molibdênio AISI M50 (Classe C). Os autores demonstraram que, no corte contínuo, a vida

das ferramentas com baixo teor de CBN foi de aproximadamente 25 minutos, 2,5 vezes

superior às ferramentas com alto teor de CBN. No entanto, no corte interrompido, as classes

de ferramentas PcBN apresentaram resultados similares na maior frequência de interrupções

utilizada no experimento (aproximadamente 140 Hz), com vida de aproximadamente 10

minutos (ver a Figura 11).

Este item demonstrou que existe uma tendência de melhor desempenho das ferramentas

de PcBN quando comparadas às ferramentas cerâmicas, independe da condição de corte

utilizada (contínuo ou interrompido) ou da fração volumétrica de carbonetos presentes na

microestrutura do material usinado. Também verifica-se que na comparação entre as

ferramentas com alto e baixo teor de CBN, as ferramentas com baixo teor de CBN possuem

melhor desempenho na usinagem de superfícies contínuas. No entanto, no torneamento em

superfícies interrompidas, ambas as classes de ferramentas de PcBN promovem resultados

similares, tanto na usinagem de materiais com baixa ou elevada fração volumétrica de

carbonetos.

45

2.4.3.2. Condição de corte

A geometria da superfície torneada promove a condição em que o corte será realizado, o

qual pode ser contínuo ou interrompido. Neste item serão discutidas as influências da

condição de corte (corte contínuo e interrompido) na vida das ferramentas de usinagem.

A influência da condição de corte na vida das ferramentas de PcBN no torneamento de

materiais com restrita fração volumétrica de carbonetos foi apresentada por Diniz e Oliveira

(2008). Os autores estudaram a influência de três condições de corte (corte contínuo, semi-

interrompido e interrompido) na usinagem do aço AISI 4340 (Classe A). Foram utilizadas

ferramentas de alto e baixo teor de CBN, tendo como critério de fim de vida o desgaste de

flanco médio (VBB) = 0,2 mm. Os resultados estão mostrados na Figura 10 e mostram que a

condição de corte interrompido proporcionou maior vida às ferramentas. Para explicar tal

comportamento, os autores sugerem três hipóteses: 1) devido à característica do corte

interrompido, a cada 90º a ferramenta inicia o corte em uma área não aquecida da peça; 2) os

rasgos da característica interrompida geram um fluxo de ar, auxiliando a manter a peça e

ferramenta em menores níveis de temperatura; 3) o tempo de contato efetivo na condição

interrompida é muito pequeno para a formação da zona de aderência, fenômeno relatado por

Trent e Wright (2000). Por outro lado, de acordo com as análises de variância, utilizando um

intervalo de confiança de 90%, no torneamento de superfícies contínuas e semi interrompidas

não foram observadas diferenças significativas na vida das ferramentas.

Oliveira, Diniz e Ursolino (2009) também apresentaram a influência da condição de

corte (corte contínuo e interrompido) no torneamento do aço AISI 4340 – 56 HRC (classe A).

Os resultados também demonstraram maiores vidas nas ferramentas na usinagem de

geometrias interrompidas. Contudo, a principal conclusão desta pesquisa é que, utilizando um

intervalo de confiança de 85%, o aumento do número de interrupções não promove diferenças

significativas na vida das ferramentas (Figura 8).

A comparação entre condições de corte no torneamento de materiais com elevada

presença de partículas duras na microestrutura foi realizada por Chou e Evans (1999). Os

autores realizaram a usinagem do aço-rápido ao Molibdênio AISI M50 (Classe C) no corte

contínuo (frequência de interrupções zero) e interrompido (com diferentes frequências de

interrupções). Os resultados estão apresentados na Figura 11.

46

Figura 11 – Vida das ferramentas de PcBN na usinagem do aço AISI M50 no corte contínuo e interrompido.

Adaptado de Chou e Evans (1999).

Os resultados mostraram que a vida das ferramentas com alto teor de CBN se manteve

constante (aproximadamente 10 minutos) independente da condição de corte e da frequência

de interrupções. Para as ferramentas com baixo teor de CBN utilizadas em corte contínuo

(frequência zero de interrupções), a vida das ferramentas foi de aproximadamente 25 minutos.

Com a alteração do tipo do corte para interrompido e com o aumento da frequência de

interrupção, nota-se uma forte redução na vida da ferramenta (de 25 minutos na primeira

condição para aproximadamente 10 minutos na mais extrema). Este comportamento está

relacionado aos tipos de desgaste das ferramentas. Para as ferramentas de baixo teor de CBN,

o desgaste de flanco aumenta com a frequência de interrupções. Em contrapartida, o

incremento na frequência de interrupções não promove efeito significativo na taxa de desgaste

das ferramentas com alto teor de CBN. Devido à elevada temperatura gerada durante o corte

contínuo, a maior vida nas ferramentas com baixo teor de CBN nesta condição está

relacionada à elevada estabilidade química. Por outro lado, as ferramentas com baixo teor de

CBN possuem baixa tenacidade. Deste modo, os cíclicos choques promovidos pelo corte

interrompido sobre a aresta de corte reduzem a vida da ferramenta com o incremento na

frequência de interrupções. Esta influência não é constatada na usinagem com ferramentas de

alto teor de CBN devido à maior tenacidade comparada à ferramenta de baixo teor de CBN.

Este item mostrou a tendência na superior vida das ferramentas no corte interrompido

quando comparado ao corte contínuo, principalmente para materiais com restrita fração

volumétrica de carbonetos. Enquanto que, quando usinados materiais com elevada presença

47

de partículas duras na microestrutura, verifica-se a tendência em maior vida das ferramentas

no corte contínuo comparado ao interrompido.

2.4.3.3. Parâmetros de usinagem

Este item tem o objetivo de discutir a influência dos parâmetros de usinagem na vida

das ferramentas utilizadas no torneamento de materiais endurecidos. O foco desta discussão

está no parâmetro de usinagem com maior fator de impacto na vida das ferramentas, a

velocidade de corte (vc).

Lin, Liao e Wei (2008) estudaram a influência da velocidade de corte na vida das

ferramentas de baixo teor de PcBN (CBN + TiC) no torneamento em corte contínuo do aço

AISI 4340 (Classe A) com 50 e 58 HRC. Os resultados estão apresentados na Figura 12.

Figura 12 – Influência da velocidade de corte na: (a) vida das ferramentas e (b) na força de atrito para o

torneamento do aço AISI 4340 com 50 HRC (Classe A). Adaptado de Lin, Liao e Wei (2008).

Conforme a Figura 12a, os resultados mostraram que com o aumento da velocidade de

corte até um limite próximo a 82 m/min (região A) promove um crescimento na vida das

ferramentas, e com o incremento nos valores de velocidades de corte superiores a 82 m/min

(região B) a vida da ferramenta diminui. Este fenômeno está relacionado à força de atrito, a

qual é elevada em baixas velocidades de corte (início da região A na Figura 12b) devido à

dureza da peça usinada e à baixa temperatura. Com o aumento da velocidade de corte até 82

m/min, os cavacos são morfologicamente classificados como contínuos e a força de atrito

diminui devido à redução de resistência do material usinado por efeito térmico. Com

velocidades de corte superiores a 82 m/min (região B), os cavacos são morfologicamente

classificados como segmentados e a força de atrito torna a crescer devido à maior energia

48

necessária para o cisalhamento na formação do cavaco segmentado (LIN, LIAO e WEI, 2008;

TÖNSHOFF, ARENDT e AMOR, 2000).

Huang e Liang (2005) apresentaram a influência dos parâmetros de usinagem na vida

das ferramentas de baixo teor de CBN na usinagem do aço AISI 52100 (classe B) com 62

HRC. Os resultados demonstram uma tendência na redução da vida das ferramentas com o

incremento nos parâmetros de usinagem. Utilizando (vc) = 137 m/min e (ap) = 0,20 mm, o

incremento no avanço de 0,06 mm para 0,17 mm promove uma redução na vida das

ferramentas de aproximadamente 11 para 4 minutos. Este incremento no avanço por volta

reduz a vida da ferramenta do ponto de vista do tempo de usinagem, contudo, promove

praticamente a mesma área usinada. Deste modo, o incremento no avanço por volta torna-se

uma condição favorável, desde que não influencie nos padrões de acabamentos especificados.

Utilizando (vc) = 72 m/min e (ƒ) = 0,07 mm, o incremento na profundidade de corte de 0,10

mm para 0,20 mm promove uma redução na vida das ferramentas de aproximadamente 45

para 25 minutos. Os autores também relataram que o incremento na velocidade de corte reduz

a vida das ferramentas.

Arsecularatne et al. (2006) apresentaram a influência da velocidade de corte e do

avanço na vida das ferramentas de PcBN (alto teor de CBN – 85%) no corte contínuo do aço

AISI D2 com 62 HRC (Classe C). Os resultados estão apresentados na Figura 13.

Figura 13 – Vida das ferramentas de PcBN na usinagem do aço AISI D2. Adaptado de Arsecularatne et al.

(2006).

De acordo com a Figura 13, a tendência para redução da vida das ferramentas está

relacionada ao aumento dos valores de velocidade de corte e de avanço por volta. Obteve-se a

49

menor vida da ferramenta com a combinação dos parâmetros de usinagem mais severos,

sendo: velocidade de corte (vc) = 120 m/min e avanço (ƒ) = 0,20 mm. Por outro lado, a maior

vida das ferramentas aconteceu com os parâmetros de usinagem mais brandos (velocidade de

corte (vc) = 70 m/min e avanço (ƒ) = 0,08 mm). Apesar de os autores não explicarem os

motivos deste comportamento, a utilização dos parâmetros de usinagem mais severos acarreta

em maior temperatura na interface cavaco-ferramenta. Para explicar esta hipótese é necessário

compreender que apesar de a temperatura na interface-cavaco ferramenta reduzir

drasticamente a dureza da matriz do material usinado, não reduz significativamente a dureza

dos carbonetos do tipo M7C3 presentes na microestrutura do aço AISI D2. Por outro lado, a

elevada temperatura gerada durante o corte também reduz a resistência do material

aglomerante da ferramenta de PcBN, facilitando a atuação do mecanismo de desgaste

abrasivo. Desta forma, o mecanismo de desgaste abrasivo para estas condições é ocasionado

pelos carbonetos da microestrutura do aço AISI D2 e pelas próprias partículas de CBN

desprendidas do substrato.

Na usinagem com corte interrompido no aço-rápido AISI M50 (Classe C) com 63 HRC,

Chou e Evans (1999) observaram que o incremento da velocidade de corte proporciona

diferentes comportamentos para as ferramentas de PcBN com alto e baixo teor de CBN. Os

comportamentos estão apresentados na Figura 14.

Figura 14 – Influência da velocidade de corte na vida das ferramentas de PcBN em corte interrompido do aço

AISI M50. Adaptado de Chou e Evans (1999).

Os resultados apresentados na Figura 14 mostram que o incremento na velocidade de

corte promove a redução da vida nas ferramentas com alto teor de CBN. Em 120 m/min de

50

velocidade de corte, as vidas das ferramentas com alto teor de CBN foram aproximadamente

3 vezes superiores comparadas a 240 m/min e aproximadamente 7 vezes superiores quando

comparadas à velocidade de corte de 480 m/min. Por outro lado, para as ferramentas com

baixo teor de CBN, a melhor vida foi encontrada quando utilizado 240 m/min de velocidade

de corte, a qual foi 3 vezes superior comparada às velocidades de corte de 120 e 480 m/min.

Os autores descrevem que este comportamento está associado aos mecanismos de desgaste

nas ferramentas de baixo teor de CBN no patamar de velocidade de corte (vc) = 240 m/min,

nas quais não foram observados microlascamentos e a topografia do desgaste da ferramenta

apresentou-se mais uniforme comparada às condições utilizando a velocidade de corte de 120

e 480 m/min.

Este item mostrou que o parâmetro de usinagem com maior fator de impacto na vida das

ferramentas é a velocidade de corte (vc). Também verificou-se que existe uma tendência a

redução da vida das ferramentas quando utilizados parâmetros de usinagem mais severos. O

motivo para estes resultados serão descritos em dois outros itens: geometria da aresta de corte

e, principalmente, na seção sobre mecanismos de desgaste das ferramentas.

2.4.3.4. Geometria da aresta de corte

A correta seleção da geometria da ferramenta possui importante papel no torneamento

de materiais endurecidos. A ferramenta usualmente possui ângulo de saída negativo de forma

a promover proteção na aresta de corte, condição típica para ferramentas cerâmica e PcBN.

Vale ressaltar que no caso das ferramentas PcBN, somente uma pequena parte é do material, e

portanto ferramentas negativas proporcionam menor custo por usar ambos os lados (TRENT e

WRIGHT, 2000).

A microgeometria da ferramenta atua na proteção da aresta e possui forte influência em

três aspectos distintos. O primeiro aspecto é a força de usinagem, a qual pode provocar

instabilidade no sistema, resultando no aumento da imprecisão do processo; o segundo

aspecto é a integridade da superfície da peça, principalmente em relação à rugosidade e às

tensões residuais; e o terceiro aspecto são as temperaturas desenvolvidas no processo de

usinagem, principalmente quando a espessura do cavaco é extremamente pequena

(STEPHENSON e AGAPIOU, 2006; KLOCKE e KRATZ, 2005).

Existem três formas básicas de preparação da aresta de corte: arredondamento, chanfro

e chanfro com arredondamento, as quais estão apresentadas na Figura 15. O tamanho do raio

51

de arredondamento da aresta pode variar entre 25 μm (raio de aresta pequeno) até 180 μm

(raio de aresta grande). Esta variação no raio de aresta está relacionada com a espessura média

de corte. Recomenda-se que a espessura média seja pelo menos de duas a três vezes maior do

que o raio de arredondamento da aresta. O ângulo de saída efetivo no torneamento de

materiais endurecidos é formado pela inclinação do porta-ferramenta (geralmente γ = -6º)

somado à inclinação do chanfro de preparação da aresta de corte. O somatório de ângulos

promove um ângulo de saída normalmente entre (γ) = -20º e -45º. O comprimento do chanfro

de proteção da aresta é de 0,1 mm para operações de acabamento e 0,2 mm para operações de

desbaste. Em operações com grande exigência da ferramenta, um arredondamento é

adicionado nos vértices dos chanfros com raios de 25 μm a 50 μm (STEPHENSON e

AGAPIOU, 2006; KLOCKE e KRATZ, 2005; ZHOU et al. 2003).

Figura 15 – Microgeometria em função da preparação da aresta de corte (OLIVEIRA, 2007).

Diniz e Oliveira (2008) compararam duas microgeometrias de ferramentas de PcBN

(com arredondamento e com chanfro) na usinagem do aço AISI 4340 (classe A) com 56 HRC,

no corte contínuo, semi-interrompido e interrompido. Os autores observaram que no corte

interrompido as microgeometrias levaram vidas similares. No entanto, no corte contínuo e

semi-interrompido, para a ferramenta com baixo teor de CBN a microgeometria com maior

vida foi a com chanfro e para a ferramenta com alto teor de CBN a microgeometria maior

vida foi a com arredondamento. Os resultados estão mostrados na Figura 10. Segundo Diniz e

Oliveira (2008) os resultados descritos estão relacionados com o tipo de desgaste da

ferramenta e com a contribuição geométrica da aresta de corte, conforme mostrado na Figura

16.

52

Figura 16 – Esquema da microgeometria da aresta de corte com chanfro e com arredondamento. Adaptado de

Diniz e Oliveira (2008)

Para ambos os tipos de microgeometria de aresta de corte, o ângulo de saída é bastante

negativo (γ = -26º). No entanto, pode ser observado na Figura 16 que, com a microgeometria

arredondada, a área de contato da ferramenta com a peça é maior, e a formação do cavaco fica

dificultada principalmente na aresta secundária de corte, onde as espessuras dos cavacos são

mínimas. Contudo, para as menores espessuras de cavaco, quando é utilizada a aresta

arredondada, o ângulo de saída efetivo é ainda mais negativo que as arestas chanfradas,

podendo chegar a (γef) = -80º. Outro ponto a ser observado é que as arestas arredondadas

supostamente aumentam a resistência contra microlascamentos e quebras (DINIZ e

OLIVEIRA, 2008; GRZESIK, 2008a).

Ainda referente aos resultados encontrados por Diniz e Oliveira (2008), os autores

descreveram que o principal mecanismo de desgaste observado nas ferramentas com baixo

teor de CBN foi a abrasão. O aumento na deformação do cavaco e, consequentemente, na

temperatura da interface cavaco-ferramenta quando a microgeometria arredondada é utilizada,

promove a redução da resistência da aresta de corte e a torna mais susceptível ao desgaste

abrasivo. Deste modo, os autores sugerem que a temperatura gerada quando utilizada a

microgeometria da aresta com chanfro, promove maior vida para as ferramentas com baixo

teor de CBN. Vale ressaltar que apesar de as elevadas temperaturas geradas durante o corte, as

ferramentas com baixo teor de CBN possuem elevada estabilidade química, dificultando o

aparecimento do mecanismo de desgaste da difusão.

Resultados diferentes foram observados para as ferramentas com alto teor de CBN.

Segundo os autores, embora as ferramentas não possuam elevada estabilidade química, a

elevada temperatura gerada quando utilizada a microgeometria com aresta arredondada é

53

facilmente dissipada pelos gradientes da ferramenta devido à maior área de contato entre peça

e ferramenta (Figura 16). Deste modo, a difusão não é intensa nas ferramentas com

microgeometria arredondada comparada a microgeometria com chanfro, e a vida da

ferramenta é prolongada. A discussão detalhada sobre os mecanismos de desgaste nas

ferramentas será realizada no item 2.4.4.

Zhou et al. (2003) realizaram um estudo na usinagem do aço similar ao AISI 52100

(classe B) com 60 a 62 HRC utilizando ferramentas de baixo teor de CBN e com diversos

ângulos do chanfro de proteção da aresta de corte (γ - 0º, -10º, -15º, -20º e -30º). Os resultados

estão mostrados na Figura 17.

Figura 17 – Influência do ângulo de saída nas componentes da força de usinagem e na vida das ferramentas de

PcBN. Adaptado de Zhou et al. (2003).

Os resultados da Figura 17 mostraram que a força de usinagem aumenta com aumento

do ângulo de saída. Além disso, Zhou et al. (2003) observaram diferentes comportamentos em

relação ao desgaste de flanco, sendo que a inclinação com maior vida foi de (γ) = -15º, a qual

possuiu 53% de vida superior à do chanfro de proteção de (γ) = -30º, que foi a condição com

pior desempenho. Uma hipótese para a explicação deste resultado é que, apesar de a força de

usinagem aumentar com o aumento do ângulo de proteção, a inclinação de (γ) = -15º

proporcionou maior equilíbrio entre força de corte e fortalecimento da aresta.

Kurt e Seker (2005) também identificaram diferentes comportamentos na vida das

ferramentas com a inclinação do ângulo de saída dos cavacos. O material usinado foi o aço

AISI 52100 (classe B) com 60 HRC, utilizando ferramentas de PcBN. Os ângulos de saída

testados foram: (γ) = 0º, -10º, -20º e -30º. Os resultados mostraram que o aumento da

inclinação do chanfro de proteção da aresta provoca o aumento da força de usinagem. A

54

melhor relação entre força de usinagem e vida da ferramenta foi encontrada com o ângulo de

saída de (γ) = -20º.

Este item mostrou que as ferramentas de usinagem utilizadas no torneamento de

materiais endurecidos possuem preferencialmente geometria de corte negativa com proteção

da aresta de corte. Os resultados apresentados por Zhou et al. (2003) e por Kurt e Seker

(2005) enfatizam que os ângulos que proporcionam maiores vidas as ferramentas são (γ) = -

15º e -20º, respectivamente. Foi apresentado também que a microgeometria da aresta de corte

influencia na temperatura gerada durante a usinagem, promovendo a atuação de diferentes

mecanismos de desgaste nas ferramentas. A próxima seção abordará os mecanismos de

desgaste nas ferramentas utilizadas no torneamento de materiais endurecidos.

2.4.4. Mecanismos de desgaste

Neste item serão discutidos os mecanismos de desgaste atuantes nas ferramentas

utilizadas no torneamento de materiais endurecidos. O foco da discussão será nas ferramentas

de PcBN devido ao melhor desempenho comparados às cerâmicas, conforme constatado no

item 2.3.4. Serão discutidas as principais influências nos mecanismos de desgastes atuantes

nas arestas de corte, em relação ao material da ferramenta, à condição de corte, ao material

usinado e aos parâmetros de usinagem.

2.4.4.1. Material da ferramenta e condições de corte

Este item mostrará os principais mecanismos de desgaste atuantes nas ferramentas com

alto e baixo teor de CBN. A discussão entre material da ferramenta e condições de corte será

realizada de forma unificada, pois, principalmente em função da temperatura gerada no

processo, o tipo de corte proporciona a atuação de diferentes mecanismos de desgaste nos

distintos materiais de ferramentas.

Diniz e Oliveira (2008) analisaram os mecanismos de desgastes das ferramentas com

alto e baixo teor de CBN, no corte contínuo, semi-interrompido e interrompido na usinagem

do aço AISI 4340 (classe A) com 56 HRC. A caracterização dos mecanismos de desgaste é

apresentada na Figura 18.

55

Figura 18 – Imagens de M.E.V. das ferramentas de PcBN na usinagem do aço AISI 4340 e esquema da mínima

espessura do cavaco. Adaptado de Diniz e Oliveira (2008).

Os resultados mostraram que o principal mecanismo de desgaste nas ferramentas com

baixo teor de CBN é a abrasão (Figura 18b e d). Para as ferramentas com alto teor de CBN, a

abrasão foi o principal mecanismo de desgaste apenas no corte interrompido. Por outro lado,

no corte contínuo e semi-interrompido, as marcas abrasivas foram observadas somente na

aresta secundária de corte, e no restante do flanco e face de saída da ferramenta o mecanismo

de desgaste observado foi a difusão (Figura 18a e c).

56

Os mecanismos de desgaste da abrasão e difusão estão relacionados à condição de corte

e às propriedades do PcBN. Na usinagem em corte interrompido, a temperatura atingida

durante o corte não é alta o suficiente para o aparecimento do mecanismo de desgaste da

difusão. Além disso, a resistência ao desgaste difusivo das ferramentas com baixo teor de

CBN está relacionada à maior estabilidade química, comparada com às ferramentas com alto

teor de CBN. A maior estabilidade química nas ferramentas com baixo teor de CBN está

associada à adição da fase cerâmica (CBN + Ti(C,N)) (DINIZ e OLIVEIRA, 2008).

Ainda referente às morfologias dos desgastes apresentadas na Figura 18, as marcas

abrasivas aparecem com maior intensidade na aresta secundária de corte, as quais estão

associadas à pequena espessura do cavaco na região. Esta restrita espessura causa o fluxo

lateral do cavaco e o aumento da força específica de corte local (Figura 18e). Os autores ainda

ressaltaram que, mesmo no corte interrompido, não foram observados lascamentos ou quebras

nas ferramentas durante os experimentos (DINIZ e OLIVEIRA, 2008).

Os mesmos fenômenos em relação aos mecanismos de desgaste atuantes em

ferramentas com baixo teor de CBN foram descritos por Pavel et al. (2005) na usinagem em

corte contínuo do aço AISI 1117 (Classe A) com 62 HRC. No entanto, além da abrasão, os

autores relataram a presença do mecanismo de desgaste de adesão, a qual protege a aresta de

corte contra o mecanismo de desgaste da abrasão, porém favorece a interação química entre

cavaco e ferramenta. Já para a ferramenta com baixo teor de CBN em corte interrompido do

aço AISI 1137 (Classe A) com 48 HRC, Pavel et al. (2005) observaram diferenças

significativas em relação ao resultados de Diniz e Oliveira (2008). Pavel et al. (2005)

relataram que as marcas abrasivas foram mais pronunciadas na superfície de saída da

ferramenta, além de o raio de proteção da aresta de corte apresentar aspecto irregular devido

ao surgimento de microlascamentos. Os microlascamentos foram atribuídos aos choques

térmicos e mecânicos produzidos pelo tipo de corte.

Microlascamentos também foram observados por Ko e Kim (2001) no torneamento com

corte interrompido de materiais correspondentes à classe B (AISI E52100 - 60 HRC). Além

dos microlascamentos, observou-se a presença dos mecanismos de desgaste da abrasão e da

adesão. Neste trabalho, os mesmos mecanismos de desgaste foram observados tanto em

ferramentas com alto e baixo teor de CBN ((60% CBN + TiN), (70% CBN + TiN) e (80%

CBN + TiN)).

57

Fenômenos similares são observados no torneamento de materiais correspondentes à

classe C, tanto em ferramentas com alto e baixo teor de CBN. Chou e Evans (1999) relataram

que no corte interrompido do aço-rápido AISI M50 o principal mecanismo de desgaste nas

arestas de PcBN utilizadas foi a abrasão, mas também observaram microlascamentos.

Nas pesquisas descritas, o principal mecanismo de desgaste observado nas arestas das

ferramentas de usinagem foi a abrasão. Microlascamentos foram observados somente na

usinagem de superfícies interrompidas, evidenciando que as ferramentas de PcBN e todo o

sistema máquina-ferramenta utilizado nas pesquisas mencionadas possuem rigidez adequada.

No entanto, a fração volumétrica de carbonetos nos aços-ferramenta (classe C) é

relativamente baixa quando comparada aos ferros fundidos brancos e às ligas de Fe-Cr-C

(classe D) depositadas pelo processo de soldagem em material base.

Ren et al. (2001) realizaram o torneamento em corte contínuo com ferramentas de

PcBN de uma liga de Fe-Cr-C (classe D) (55-58 HRC) depositada em material base por

soldagem. Na liga depositada, 50% do volume microestrutural é formado por carbonetos. Os

autores relataram que o principal tipo de desgaste observado foi o desgaste de flanco,

ocasionado pelo mecanismo de desgaste da abrasão. Microlascamentos foram observados nas

ferramentas de usinagem, os quais foram ocasionados pelos impactos e pela abrasividade dos

carbonetos primários da microestrutura. O desgaste de flanco nas ferramentas e os

microlascamentos aumentaram de acordo com o incremento da velocidade de corte (35 a 85

m/min).

Observa-se que no torneamento de materiais endurecidos o principal mecanismo de

desgaste atuante nas arestas de corte é a abrasão, tanto na usinagem de superfícies contínuas

ou interrompidas, independente da fração volumétrica de carbonetos do material usinado. Por

outro lado, também verifica-se a presença dos mecanismos de desgaste da adesão e difusão. A

difusão foi somente relatada na usinagem de superfícies contínuas utilizando ferramentas de

alto teor de CBN. Ainda, os microlascamentos são comuns na usinagem de superfícies

interrompidas. Contudo, na usinagem de materiais com elevada fração volumétrica de

carbonetos, microlascamentos podem ser observados no corte contínuo devido ao impacto dos

carbonetos sobre a ferramenta de usinagem.

58

2.4.4.2. Material usinado

Como descrito anteriormente na seção 2.4.3 (tempo de usinagem), a elevada presença

de partículas duras na microestrutura do material usinado tende a reduzir a vida das

ferramentas devido à maior taxa de desgaste. Desta forma, a seguir serão descritas as

principais influências dos carbonetos da microestrutura do material usinado no mecanismo de

desgaste abrasivo.

Para evidenciar a influência do material usinado nos mecanismos de desgastes das

ferramentas de PcBN (baixo teor de CBN), Poulachon et al. (2004) selecionaram quatro ligas

de aço com diferentes características microestruturais e mesma dureza (54 HRC). As ligas

estudadas e suas respectivas microestruturas são: a) aço AISI D2 (classe C): microestrutura

formada por carbonetos primários de cromo do tipo M7C3, com tamanho médio de 10-15 µm,

e pequenos carbonetos secundários do tipo M7C3 em matriz formada por ferrita e cementita;

b) aço AISI 52100 (classe B): a microestrutura é formada por matriz martensitica com

pequenos carbonetos de cromo do tipo M7C3 (tamanho médio de 1 µm) e carbonetos

secundários M3C; c) aço 35NiCrMo16 (classe A): microestrutura composta principalmente de

martensita com tamanho de grão médio de 40 µm; d) aço AISI H11 (classe B): microestrutura

formada por martensita e cementita com pequenos carbonetos do tipo MC.

Conforme mostrado na Figura 19, o principal resultado encontrado por Poulachon et al.

(2004) está relacionado à morfologia do desgaste abrasivo da ferramenta de PcBN na

usinagem do aço AISI D2 (Classe C).

Figura 19 – a) Morfologia do desgaste de flanco da ferramenta de PcBN na usinagem do aço AISI D2; b)

micrografia do aço AISI D2. Adaptado de Poulachon et al. (2004).

59

Analisando a morfologia do desgaste de flanco da Figura 19, referente à ferramenta

utilizada na usinagem do aço AISI D2, os autores observaram duas distintas características. A

primeira é o tamanho do sulco (canal) do desgaste de flanco da ferramenta, o qual possuiu

uma dimensão máxima de 10 µm; e a segunda característica são os pequenos sulcos (canais)

com largura menor que 1µm. Os de sulcos (canais) da morfologia do desgaste de flanco

observados são sobrepostos, demonstrando que o fenômeno não é local e possui fontes

diferentes. Os autores sugerem que os sulcos de maior espessura foram formados pelos

carbonetos primários da microestrutura, os quais possuem tamanho médio de 15 µm (Figura

19), enquanto os sulcos com tamanho médio de 1 µm são formados pelos carbonetos

secundários.

As morfologias dos desgastes de flanco das ferramentas utilizadas na usinagem das

outras três ligas de materiais (52100, AISI H11 e X35NiCrMo16) não apresentam diferenças

significativas nos tamanhos dos sulcos do desgaste na superfície de folga da ferramenta. Para

estes materiais, a morfologia do desgaste de flanco é mais uniforme comparada à morfologia

do desgaste da ferramenta que usinou o aço AISI D2, e foi formada pela ação abrasiva das

componentes da microestrutura do material (POULACHON et al., 2004).

Arsecularatne et al. (2006) observaram o mesmo fenômeno em relação à morfologia do

desgaste da ferramenta de PcBN na usinagem do aço AISI D2 (classe C). A Figura 20 mostra

a morfologia do desgaste de flanco da ferramenta de PcBN após o torneamento do aço AISI

D2.

Figura 20 – Morfologia do desgaste de flanco da ferramenta de PcBN após o torneamento do aço AISI D2 com

62 HRC de dureza. Adaptado de Arsecularatne et al. (2006).

60

Assim como descrito por Poulachon et al. (2004), Arsecularatne et al. (2006) descrevem

que a principal característica na morfologia do desgaste de flanco apresentada na Figura 20

são os sulcos (canais) com grande espessura (até 40 µm). No entanto, a fonte para o

surgimento destes canais na morfologia do desgaste de flanco difere do primeiro trabalho

discutido. Para este trabalho, os autores sugerem que os maiores sulcos no desgaste de flanco

das ferramentas foram ocasionados por partículas de CBN dissociados da ferramenta devido à

dissolução química do material aglomerante.

Portanto, observa-se que na usinagem de materiais com elevada fração volumétrica de

carbonetos, ocorrem severas taxas de desgaste abrasivo nas ferramentas de PcBN,

principalmente pela formação de grandes sulcos (canais) na morfologia do desgaste das

ferramentas. No entanto, Poulachon et al. (2004) descrevem que os grandes sulcos (canais) na

morfologia do desgaste das ferramentas foi formado pelos carbonetos do material usinado,

enquanto que Arsecularatne et al. (2006) descrevem que tais sulcos foram ocasionados por

partículas de CBN dissociados da ferramenta.

2.4.4.3. Parâmetros de usinagem

Yallese et al. (2009) estudaram a influência do intervalo de velocidade de corte (vc) =

90 a 350 m/min nos mecanismos de desgastes das ferramentas de baixo teor de CBN

(57%CBN + 35 Ti(C,N)), no torneamento em corte contínuo do aço AISI 52100 (Classe B)

com 60 HRC de dureza. Os resultados mostraram que até 120 m/min o principal mecanismo

de desgaste observado foi a abrasão, a qual está relacionada ao atrito do material usinado

contra as ferramentas de usiangem. Em velocidades de corte superiores a 180 m/min,

observou-se um grande aumento na taxa de desgaste das ferramentas, tanto no desgaste de

flanco como no desgaste de cratera. Este fenômeno está relacionado à alta temperatura gerada

durante o corte, a qual reduz a resistência do material da ferramenta pelo efeito térmico e

incentiva a interação química com o cavaco, facilitando os mecanismos de desgaste da

difusão e abrasão.

Um estudo similar foi realizado por Katuku, Koursaris e Sigalas (2010), mas o material

usinado foi o ADI (ferro fundido nodular austemperado) em um intervalo de velocidade de

corte (vc) = 50 a 800 m/min. Os autores também utilizaram ferramentas com baixo teor de

CBN. Os resultados demonstram que a abrasão e adesão foram os principais mecanismos de

desgaste em velocidades de corte inferiores a 150 m/min. Em velocidades de corte superiores

61

a 150 m/min, os mecanismos de desgaste da difusão e da abrasão foram observados

simultaneamente.

Um aspecto interessante a ser observado nos resultados de Yallese et al. (2009) e por

Katuku, Koursaris e Sigalas (2010), é que mesmo utilizando ferramentas com baixo teor de

CBN, as quais possuem elevada estabilidade química devido à adição da fase cerâmica

(57%CBN + 35 Ti(C,N)), constata-se a presença do mecanismo de desgaste da difusão em um

patamar de velocidades de corte superiores a 150 m/min.

2.4.5. Formação do cavaco

A formação e a morfologia do cavaco na usinagem de materiais endurecidos dependem

principalmente das características mecânicas, térmicas e termo-químicas do material usinado.

Este fenômeno também está relacionado à geometria da ferramenta, parâmetros de usinagem,

condições na zona primária de cisalhamento, e as possíveis interações entre a zona primária e

secundária de cisalhamento, além do comportamento dinâmico da máquina-ferramenta e sua

ligação com o processo de corte (DOLINSEK, EKINOVIC e KOPAC, 2004).

Os cavacos gerados na usinagem de materiais endurecidos são morfologicamente

classificados como contínuos e segmentados. A alteração da morfologia do cavaco é

associada à faixa de transição de velocidades de corte convencionais para altas velocidades,

sendo que, os fatores que diretamente influenciam nesta transição são a dureza do material

usinado e a velocidade de corte (BOING, OLIVEIRA e BECKERT, 2010; KATUKU,

KOURSARIS e SIGALAS, 2009; LIN, LIAO e WEI, 2008).

A transição da morfologia dos cavacos foi apresentada por Poulachon, Moisan e

Jawahir (2001), no torneamento com ferramentas de PcBN do aço AISI 52100 (classe B). As

morfologias dos cavacos estão mostradas na Figura 21.

62

Figura 21 – Morfologia do cavaco de acordo com a dureza e velocidade de corte. Adaptado de Poulachon,

Moisan e Jawahir (2001).

A Figura 21 mostra que duas variáveis interagem na morfologia do cavaco: a velocidade

de corte e a dureza do material usinado. Os cavacos contínuos são produzidos até um limite de

dureza de 50 HRC. O aumento da dureza do material (de 10 até 50 HRC) diminui a força de

usinagem devido à perda de resistência do material por efeito térmico, aumentando o ângulo

de cisalhamento, que acarreta na diminuição da espessura do cavaco e na redução da área de

contato entre cavaco e ferramenta. Quando o material excede 50 HRC de dureza, cavacos

segmentados são formados e a força de usinagem torna a aumentar. Nesta condição a

formação de trincas e a perda de resistência do material em função da temperatura são os

elementos preponderantes na formação do cavaco. Além disso, segundo os autores, o

incremento na velocidade de corte promove efeito similar ao causado pela dureza do material

usinado na formação dos cavacos. Desta forma, com o aumento da velocidade de corte, o

cavaco segmentado é formado em durezas menores que 50 HRC devido ao aumento da

temperatura nas zonas de interação entre cavaco e ferramenta (Figura 21). Este fenômeno

também foi observado por Dolinsek, Ekinovic e Kopac (2004) no fresamento do aço

X63CrMoV5 (similar ao aço AISI D2), utilizando ferramentas de metal duro. Os resultados

estão apresentados na Figura 22.

63

Figura 22 – Morfologias dos cavacos obtidas em velocidades de corte convencionais e altas. Adaptado de

Dolinsek, Ekinovic e Kopac (2004).

O aumento da velocidade de corte nos patamares de cavaco segmentado promove o

aumento na frequência de formação de lamelas. Na velocidade de corte de 150 m/min, a

frequência foi de 3,84 kHz, em 300 m/min a frequência passou para 15,6 kHz, e em um valor

de 1500 m/min, a frequência foi de 100,6 kHz. O aumento da frequência está relacionado à

limitação da área do cavaco com elevadas taxas de deformação. Este fato sugere menor

energia para a remoção do mesmo volume unitário de material por cisalhamento, já que uma

menor região do cavaco é severamente deformada. Em consequência, presume-se menor

geração de calor na região do corte por unidade de volume. A alteração na microdureza dos

cavacos em relação ao material antes de ser usinado demonstra que ocorreram alterações

microestruturais sofridas pelo material na formação do cavaco (BOING, OLIVEIRA e

BECKERT, 2010; DOLINSEK, EKINOVIC e KOPAC, 2004).

Na formação dos cavacos contínuos, o material cisalha na zona primária de

cisalhamento com grandes deformações e permanece homogêneo. Os cavacos contínuos não

apresentam evidências de trincas, em casos, sendo até difícil identificar o ângulo de

cisalhamento devido à homogeneidade microestrutural. Um exemplo de cavaco

morfologicamente contínuo está mostrado na Figura 23a (MACHADO et al., 2009; SHAW,

2005; TRENT e WRIGHT, 2000).

A formação dos cavacos segmentados está relacionada à diminuição na resistência

mecânica do material por causa do aumento da temperatura que iguala, ou excede, o aumento

da resistência mecânica causada pelo endurecimento a frio. Duas teorias são sugeridas para a

64

formação destes cavacos: na primeira, o cavaco é formado pela presença do cisalhamento

adiabático; na segunda teoria, sugere-se que a propagação de trincas no plano de cisalhamento

primário causa a morfologia do cavaco segmentado. Estes cavacos são caracterizados por

grandes deformações continuadas em estreitas bandas entre segmentos com pouca ou quase

nenhuma deformação na região central da lamela. Um exemplo de cavaco morfologicamente

segmentado está mostrado na Figura 23b (MACHADO et al., 2009; SHAW, 2005; TRENT e

WRIGHT, 2000; SHAW e VYAS, 1998; TRENT, 1988).

Figura 23 – a) Morfologia do cavaco contínuo e b) morfologia do cavaco segmentado. Adaptado de Katuku,

Koursaris e Sigalas (2009).

A Figura 23 apresenta a formação do cavaco no torneamento do ADI (ferro fundido

nodular austemperado) utilizando ferramentas de PcBN. Estes resultados mostram que até a

velocidade de corte de 150 m/min o cavaco se formou contínuo, entre as velocidades de corte

de 150 a 200 m/min sugerem que ocorre a transição da faixa de velocidades de corte

convencionais para altas, e superiores a 200 m/min o cavaco formou-se segmentado

(KATUKU, KOURSARIS e SIGALAS, 2009).

A formação dos cavacos em materiais com elevada fração volumétrica de carbonetos na

microestrutura foi verificada por Ren et al. (2001). O material usinado foi uma liga de Fe-Cr-

C depositada pelo processo de soldagem em material base (55-58 HRC de dureza), no qual

50% da microestrutura é formada por carbonetos. A ferramenta utilizada foi de PcBN com os

seguintes parâmetros de usinagem: profundidade de corte (ap) = 0,65 mm, avanço (ƒ) = 0,15

e 0,25 mm em um intervalo de velocidade de corte (vc) = 32 a 85 m/min. A Figura 24

apresenta a morfologia do cavaco gerada nestas condições de usinagem.

65

Figura 24 – Cavaco segmentado gerado na usinagem de material endurecido depositado por solda. Adaptado

de Ren et al. (2001).

Os resultados mostraram que em baixas velocidades de corte (máximo 85 m/min)

ocorreu a formação do cavaco segmentado (os autores não informaram a velocidade de corte

exata para o cavaco da micrografia da Figura 24). Mesmo a micrografia não apresentando

claramente, os autores relataram as típicas características do cavaco segmentado, onde as

zonas de cisalhamento primárias e secundárias sofreram grandes deformações, enquanto o

volume entre as lamelas estão praticamente sem deformações. Os autores sugerem que esta

formação do cavaco é similar à de aços endurecidos. Para melhor analisar a formação do

cavaco nestas características de usinagem foram realizados ensaios de quick-stop. As imagens

destes ensaios estão apresentadas na Figura 25 (REN et al., 2001).

Figura 25 – a) Micrografia da seção através da amostra do ensaio de quick-stop e b) ampliação da região

evidenciando a quebra dos carbonetos, adaptado de Ren et al., (2001).

66

Apesar de a Figura 25 não evidenciar claramente, os autores relatam que os carbonetos

primários são quebrados mesmo antes de sofrer o impacto contra a aresta de corte. Este

fenômeno está relacionado às elevadas deformações plásticas e elásticas sofridas pelo material

na formação do cavaco e a baixa resistência à fratura dos carbonetos. Como pode ser

observado na Figura 24, ocorre uma reorganização das partículas duras na matriz (lado da

peça), ficando principalmente direcionados ao ângulo de cisalhamento (REN et al., 2001).

Poulachon et al. (2003) relataram que em materiais com elevada fração volumétrica de

carbonetos na microestrutura, a frequência de formação lamelar dos cavacos pode ser

irregular devido às diferentes posições de nucleação e propagação das trincas para a formação

do cavaco segmentado. Também descreveram que com o desgaste da aresta de corte, o

formato do cavaco se altera mais precisamente em função do ângulo de saída dos cavacos.

Esta seção mostrou que cavacos contínuos e segmentados podem ser formados no

torneamento de materiais endurecidos. A transição da morfologia do cavaco de contínuo para

segmentado é principalmente afetada pela dureza do material usinado, pela velocidade de

corte e pela interação entre estes dois fatores. Além disso, no torneamento de materiais

correspondentes à classe D existe uma tendência na formação de cavacos segmentados.

2.5. INTEGRIDADE SUPERFICIAL

Nesta seção, serão discutidos itens correspondentes à integridade das superfícies

usinadas. O primeiro é referente ao acabamento superficial, no qual será tratado da

rugosidade; e o segundo aborda as alterações microestruturais promovidas pela usinagem.

2.5.1. Rugosidade

Conforme a norma ASME B46.1: 2002, a Figura 26 mostra de forma esquemática os

elementos que compõem o acabamento de uma superfície, dentre eles: rugosidade, ondulação,

erro de forma, defeitos e direção predominante da superfície.

67

Figura 26 – Elementos do acabamento superficial. Fonte: ASME B46.1: 2002.

A rugosidade da superfície usinada pode ser utilizada como parâmetro de saída para

controlar um processo de usinagem, a qual também é um importante indicador da integridade

da ferramenta. Segundo Penalva et al. (2002) os parâmetros de rugosidade Ra e Rsk são os

mais adequados para realizar esta avaliação em operações de torneamento. Rech e Moisan

(2003) e Thiele e Melkote (1999) relataram que o parâmetro de rugosidade Ra não é sensível

às características isoladas do perfil da superfície, como o fluxo lateral do material. Por isso, os

autores indicaram a utilização de dois tipos de parâmetros, o Ra para indicar a média da

rugosidade, justificada sua funcionabilidade, e o Rz para indicar os danos nas arestas corte e

as falhas na superfície usinada. No entanto, Whitehouse (2003) descreve que a avaliação da

rugosidade em uma superfície pode ser realizada através de diversos parâmetros, dentre eles:

a. Parâmetros de amplitude: determinados por alturas dos picos, profundidade dos vales,

ou por ambos, sem considerar o espaçamento entre as irregularidades ao longo da

superfície. Exemplo: Rpk, Rq, Rz, Rv, Rp, Ra (Ra – amplitude média do perfil).

b. Parâmetros de espaço: determinados pelo espaçamento do desvio do perfil ao longo da

superfície. São gerados através da velocidade de avanço. Exemplo: RSm e Rλq.

c. Parâmetros híbridos: determinados pela combinação dos parâmetros de amplitude e de

espaço. Exemplo: Rsk, Rku.

O parâmetro Ra é utilizado para identificar as classes de rugosidade de uma superfície

através do sistema “N”, o qual está apresentado na Tabela 7. Esta classificação está presente

68

nas normas NBR 8404:1984 e ISO 1302:2002 e serve para realizar um comparativo entre as

rugosidades das superfícies.

Tabela 7 – Classes de rugosidade. Adaptado de Whitehouse (2003) e NBR 8404:1984.

Classes de rugosidade N1 N2 N3 N4 N5 N6 N7 N8 N9 N10 N11 N12

Rugosidade Ra [µm] 0,025 0,05 0,1 0,2 0,4 0,8 1,6 3,2 6,3 12,5 25 50

Processo de usinagem Retificação / Torneamento duro

Segundo Whitehouse (2003), a classificação mostrada na Tabela 7 está baseada na

funcionabilidade da superfície, cujas classes correspondem às diferentes aplicações das

superfícies. O torneamento de materiais endurecidos foi inicialmente idealizado para

substituir o processo de retificação. Nos requisitos de rugosidade, ambas as operações são

capazes de produzir restritos valores de rugosidade, correspondendo geralmente às classes de

rugosidade N5 e N6, respectivamente 0,4 e 0,8 µm na escala Ra (KLOCKE, BRINKSMEIER

e WEINERT, 2005; WHITEHOUSE, 2003).

Apesar de ser utilizado com grande frequência, o parâmetro de rugosidade Ra não

fornece distinção entre picos e vales, ou seja, nenhuma informação de forma da superfície é

fornecida. Além disso, falhas na superfície da peça, conforme a Figura 26, não possuem efeito

significativo no parâmetro Ra devido ao parâmetro ser uma média aritmética do perfil da

rugosidade. Conforme descrito por Thiele e Melkote (1999), torna-se necessária a utilização

de outro parâmetro de rugosidade, como o Rz, para identificar as falhas na superfície e as

possíveis interações com os fenômenos durante o corte.

Segundo a norma NBR ISO 4287:2002, o parâmetro Rz corresponde ao somatório dos

maiores picos e dos vales mais profundos, não necessariamente adjacentes, dentro de um

comprimento de amostragem de um perfil filtrado. A definição do parâmetro de rugosidade

Rz considera apenas um comprimento de amostragem, no entanto, usualmente são adotados

cinco comprimentos de amostragem, o que fornece uma melhor estimativa estatística do

parâmetro avaliado.

O parâmetro de rugosidade Rz possui uma grande similaridade com o Rt. No entanto, o

Rt corresponde à amplitude total do somatório do mais alto pico com o mais profundo vale

dentro de um comprimento de avaliação. Whitehouse (2003) descreve ainda que os

parâmetros de rugosidade Rz e Rt são de fácil obtenção e fornecem informações sobre a

distribuição dos pontos acentuados na superfície. Deste modo, estas informações justificam a

69

utilização tanto do parâmetro Rz como o Rt para identificar determinados fenômenos

ocorridos no processo de usinagem.

A seguir, serão discutidos os principais fatores que influenciam a rugosidade da

superfície usinada no torneamento de materiais endurecidos, dentre estes: topografia da

superfície, parâmetros de usinagem, tipo de desgaste da ferramenta, condições de corte, fluxo

lateral do cavaco e por fim, material da ferramenta.

2.5.1.1. Topografia da superfície

Os processos de usinagem por torneamento de materiais endurecidos e retificação são

utilizados como operações de acabamento de superfícies, porém, apesar da capacidade de

produzirem valores de rugosidade semelhantes, as superfícies produzidas por estes processos

possuem diferentes topografias. O torneamento produz uma superfície caracterizada,

principalmente no início da vida da ferramenta, pela simetria e periódica variação dos picos e

dos vales, chamada de perfil de rugosidade periódico, o qual está apresentado na Figura 27a.

Por outro lado, a retificação produz distribuições aleatórias dos picos e dos vales, chamadas

de perfil de rugosidade aperiódico; conforme mostrado na Figura 27b. Estas topografias

possuem diferentes comportamentos tribológicos, influenciando o comportamento das

superfícies usinadas através de fenômenos físicos como: atrito, desgaste, fadiga e

características de vedações (WAIKAR e GUO, 2008; GUNNBERG, ESCURSELL e

JACOBSON, 2006).

Figura 27 – Topografia da de superfcície: a) superfície gerada por torneamento duro e b) superfície gerada por

retificação. Adaptado de Waikar e Guo (2008).

Waikar e Guo (2008) relataram que o aspecto da topografia da superfície domina o

comportamento dos componentes em relação aos requisitos de integridade superficial,

considerando que as características físicas da superfície usinada (tensões residuais,

microdureza, e alterações microestruturais) sejam idênticas.

70

Abrão e Aspinwall (1996) compararam a resistência à fadiga mecânica de superfícies

torneadas e retificadas do aço AISI 52100 (Classe B) 62 HRC. Os autores associaram os

menores valores do parâmetro de rugosidade Rt à maior resistência à fadiga de superfícies nos

componentes. Nas superfícies torneadas com ferramenta de PcBN, a média das rugosidades Rt

foi igual a 1,94 µm, com desvio padrão de 0,19 µm, enquanto que nas superfícies retificadas a

média da rugosidade Rt foi de 3,03 µm com desvio padrão de 1,3 µm. Os autores ainda

descreveram que os valores de rugosidade Rt e a topografia das superfícies torneadas foram

mais uniformes comparadas as retificadas.

Os maiores valores de rugosidade no parâmetro Rt das superfícies retificadas

comparadas com às torneadas está relacionada à geometria de corte do processo de usinagem.

A retificação é um processo de usinagem de geometria de corte não definida. Nos rebolos, os

grãos abrasivos responsáveis pelo corte do material são distribuídos aleatoriamente no

material aglomerante, resultando em uma topografia usinada conforme a mostrada na Figura

27b. No torneamento, a geometria de corte é definida, promovendo uma superfície usinada

com características similares à mostrada na Figura 27a. A topografia gerada pela operação de

retificação se torna mais propensa à nucleação e propagação de trincas, reduzindo a vida por

fadiga mecânica dos componentes retificados comparado aos componentes torneados (SMITH

et al., 2007; ABRÃO E ASPINWALL, 1996).

O torneamento de materiais endurecidos produz superfícies com valores do parâmetro

de rugosidade Ssk (Rsk) mais negativos do que a retificação. Valores negativos deste

parâmetro indicam maior retenção de lubrificante na superfície da peça. Esta característica é

um dos fatores positivos do torneamento duro em relação ao processo de retificação,

principalmente na fabricação de rolamentos (WAIKAR e GUO, 2008).

Este item aborda que apesar de as superfícies usinadas por torneamento duro e

retificação serem capazes de atingir os mesmos níveis de rugosidade (geralmente N5 e N6), as

topografias geradas por estas operações são distintas, promovendo diferentes comportamentos

físicos da superfície usinada. As principais vantagens das superfícies torneadas em relação às

retificadas são: topografia da superfície usinada menos propensa a nucleação e a propagação

de trincas e melhores propriedades para retenção de lubrificantes.

71

2.5.1.2. Influência dos parâmetros de usinagem

O parâmetro de usinagem de maior influência na rugosidade da superfície torneada é o

avanço por volta (ƒ), o qual influencia exponencialmente na rugosidade da superfície usinada.

Outro importante fator na geração da rugosidade de uma superfície é o raio de ponta da

ferramenta (rε), o qual possui influência linear no acabamento da superfície torneada. A

utilização de ferramentas com grandes raios de ponta pode minimizar os valores de

rugosidade. No entanto, a utilização de grandes raios de ponta pode acarretar vibrações no

sistema peça/ferramenta, quebra de cavaco insatisfatória e redução da vida da ferramenta

devido às mínimas espessuras de cavaco na região secundária de corte (MACHADO et al.,

2009; JAVIDI, RIEGER e EICHLSEDER, 2008; THIELE e MELKOTE, 1999).

Bouacha et al. (2009) avaliaram o efeito dos parâmetros de usinagem na rugosidade da

superfície torneada com ferramenta de baixo teor de CBN do aço AISI 52100 (classe B) com

64 HRC. Os autores relataram que a interação entre parâmetros de usinagem e as propriedades

físicas do material usinado são fatores que influenciam na rugosidade da superfície usinada. O

incremento no avanço (ƒ) de 0,08 para 0,16 mm promoveu o aumento da rugosidade Ra de

aproximadamente 0,28 µm (classe N5) para 0,60 µm (classe N6). Este aumento é um

fenômeno esperado devido à cinemática da operação de torneamento. No entanto, observou-se

uma significativa redução da rugosidade Ra de aproximadamente 0,60 µm (classe N6) para

0,36 µm (classe N5) com o incremento na velocidade de corte de 125 para 246 m/min. Este

fenômeno foi atribuído ao menor efeito do fluxo lateral do cavaco na superfície usinada.

Segundo os autores, a velocidade de deformação influencia as propriedades dos metais, de

forma que, quanto maior a velocidade, menos significativo é o comportamento plástico. Caso

o material apresente menor deformação plástica aumentando a velocidade de corte, e portanto,

a velocidade de deformação, o acabamento superficial pode ser melhorado com um resultado

menos significativo do fluxo lateral do cavaco. Outra afirmação da pesquisa é que o intervalo

de profundidade de corte entre (ap) = 0,15 a 0,45 mm não possui influência significativa nos

valores de rugosidades. Vale ressaltar que os mesmos efeitos foram observados para os

parâmetros de rugosidade Rz e Rt.

Yallese et al. (2009) no torneamento do aço AISI 52100 com 60 HRC (classe B) e

Yallese et al. (2004) no torneamento do aço AISI D3 (classe C) com 60 HRC observaram

fenômenos similares aos descritos anteriormente. Entretanto, nestas pesquisas os autores

utilizaram um intervalo de profundidade de corte de (ap) = 0,2 – 1,0 mm, e observaram um

72

sensível aumento nos parâmetros de rugosidade Ra, Rz e Rt com o incremento da

profundidade de corte. No entanto, o aumento da rugosidade não foi significativo, pois os

valores mantiveram-se no limite superior da classe N5 para o menor valor de profundidade de

corte utilizado, e no limite inferior da classe N6 para o maior valor de profundidade de corte.

Os autores não sugeriram hipóteses para o comportamento da rugosidade em relação à

profundidade de corte.

Comparando os trabalhos realizados por Yallese et al. (2009) e por Yallese et al.

(2004), verifica-se a mesma tendência nos resultados referente à rugosidade da superfície

usinada em materiais da classe B (aço AISI 52100) e C (aço AISI D3), principalmente em

relação ao parâmetro Ra, o qual se manteve no limite superior da classe N5 e inferior da

classe N6, para o mesmo raio de ponta (rε) e avanço (ƒ) utilizado. Por outro lado, no

torneamento de materiais das classes C e D (elevada fração volumetria de carbonetos) os

parâmetros de rugosidade Rz e Rt podem ser influenciados por falhas na superfície usinada

promovidas pelos carbonetos da microestrutura do material.

Em função da cinemática do processo de torneamento, o parâmetro de usinagem com

maior influência na rugosidade da superfície usinada é o avanço (ƒ), seguido pela velocidade

de corte (vc), que influencia na rugosidade da superfície usinada principalmente em função do

efeito do fluxo lateral do cavaco. O intervalo de profundidade de corte (ap) comumente

utilizado na usinagem de materiais endurecidos, praticamente não influencia na rugosidade da

superfície usinada. Além disso, o torneamento de materiais das classes B e C tende a

promover parâmetros de rugosidade equivalentes quando o torneamento é realizado em

configurações similares. Conforme as referências pesquisadas, para atintir as classes de

rugosidade N5 e N6 ao longo da vida da ferramenta, deve-se utilizar o intervalo de raio de

ponta da ferramenta entre (rε) = 0,8 – 1,6 mm em conjunto com o intervalo de avanço por

volta entre (ƒ) = 0,06 – 0,16. É importante ressaltar que os raios de ponta são padronizados, e

os mais comuns comercialmente encontrados são: (rε) = 0,4; 0,8; 1,2; 1,6.

2.5.1.3. Influência do tipo de desgaste das ferramentas

No início da vida da ferramenta, quando as arestas de corte estão novas, os parâmetros

de usinagem (vc, f, ap), a interação entre parâmetros e a geometria da ferramenta são os

principais fatores que influenciam na rugosidade da superfície usinada. Porém, ao longo da

vida da ferramenta, a progressão do desgaste das ferramentas modifica a superfície usinada. A

topografia do desgaste na aresta de corte é transferida para a peça, principalmente na região

73

da aresta secundária de corte, influenciando drasticamente no acabamento superficial

(OLIVEIRA, DINIZ e URSOLINO, 2009; PENALVA et al. 2002). Segundo Yallese et al.

(2009), o fenômeno mais importante para a alteração do perfil da superfície usinada é o

desgaste abrasivo na aresta de corte.

No torneamento do aço AISI 5140 (60 HRC) utilizando ferramentas de cerâmica mista

(71%Al2O3 e 21%TiC) com raio de ponta (rε) = 0,8 mm, Grzesik (2008b) observou que nos

primeiros minutos de usinagem, devido à cinemática da processo, a topografia da superfície

usinada foi similar à superfície teórica gerada pelo torneamento. Com a evolução do desgaste

na aresta de corte, o autor observou que a superfície usinada é a reprodução do perfil de

desgaste de entalhe (VBC) e de flanco (VBN) da aresta de corte. Enquanto o VBC causa um

pico na topografia da superfície usinada, o VBN causa um pico intermediário adjacente ao

pico ocasionado pelo VBC. A topografia da superfície descrita está apresentada na Figura 28.

Figura 28 – Influência do tipo de desgaste da ferramenta na superfície usinada. Adaptado de Grzesik (2008b).

Apesar da alteração no perfil da topografia da superfície em função do tipo de desgaste

da aresta de corte mostrada na Figura 28, a rugosidade Ra manteve-se no limite da classe N6.

No início da vida das ferramentas (Figura 28a), a rugosidade Ra foi de aproximadamente 0,55

µm e no final da vida das ferramentas (Figura 28d), a rugosidade Ra foi de aproximadamente

0,80 µm. Por outro lado, o parâmetro de rugosidade Rz aumentou aproximadamente 110% do

início para o final da vida da ferramenta, passando de aproximadamente 2,5 µm para 5,5 µm.

É importante ressaltar que no limite da vida das ferramentas o desgaste de entalhe foi de VBC

= 0,145 mm.

74

Portanto, a topografia do desgaste da ferramenta é transferida para a peça,

principalmente pela aresta secundária de corte. Contudo, na pesquisa comentada, a rugosidade

Ra manteve-se dentro da classe N6 tanto no início como no final da vida da ferramenta. Por

outro lado, percebeu-se um significativo efeito no parâmetro de rugosidade Rz devido ao tipo

de desgaste da aresta de corte.

2.5.1.4. Influência da condição de corte

Pavel et al. (2005) observaram diferentes topografias nas superfícies usinadas no corte

contínuo e interrompido. O corte contínuo foi realizado no aço AISI 1117 (classe A) com 62

HRC utilizando ferramentas de baixo teor de CBN. A progressão das topografias geradas

durante o corte contínuo está mostrada na Figura 29.

Figura 29 – Topografia da superfície em função do tempo de usinagem no torneamento em corte contínuo.

Adaptado de Pavel et al. (2005).

Conforme a Figura 29, a progressão do tipo de desgaste da ferramenta altera a

topografia da superfície usinada e, consequentemente, influencia os parâmetros de rugosidade.

No início da operação, quando a aresta de corte é nova, a superfície usinada é caracterizada

principalmente pela cinemática da operação de torneamento. Nesta etapa, a rugosidade Ra

está na classe N6. Conforme visualizado na Figura 29b, c, d, e, com a progressão do desgaste

na superfície de folga da ferramenta até o final da vida, os picos da topografia da superfície

tendem a ficar mais elevados, enquanto os vales ficam mais achatados e apresentam pequenas

irregularidades. Este comportamento explica o significativo aumento dos parâmetros de

rugosidade Rz e Rpk. Ocorre ainda, a transição da classe de rugosidade de N6 para N7. Os

75

autores descreveram que o desgaste de entalhe na aresta secundária de corte é a principal

causa pelo aumento da rugosidade da superfície.

Para o corte interrompido, os autores utilizaram o aço AISI 1137 (classe A) com 48

HRC. No corte interrompido, quando a aresta de corte é nova ocorre o mesmo efeito que o

corte contínuo na topografia da superfície usinada. No entanto, o tipo de corte promoveu

microlascamentos nas arestas de corte, influenciando a topografia da superfície usinada. A

topografia da superfície usinada em corte interrompido está mostrada na Figura 30.

Figura 30 – Topografia da superfície em função do tempo de usinagem no torneamento em corte interrompido.

Adaptado de Pavel et al. (2005).

Conforme apresentado na Figura 30, no corte interrompido, o parâmetro de rugosidade

Ra se mantém na classe N6 até aproximadamente os 11 minutos de vida da ferramenta (Figura

30a, b). Com o progresso da operação, o parâmetro Ra apresenta valores menores do que

quando a aresta de corte estava nova, correspondendo a classe de rugosidade N5 (Figura 30c,

d, e). Com a progressão do desgaste de flanco, os valores de Ra, Rz, Rk e Rpk diminuem, e

Rvk possui um leve aumento. A redução da rugosidade é explicada através da correlação com

os tipos de desgaste da ferramenta. Primeiramente quando a ferramenta está nova, a

topografia da superfície tem a forma geométrica que obedece a superfície teórica gerada pelo

torneamento (Figura 30a). No segundo estágio, após poucos minutos (aproximadamente 3

min), um rápido aumento dos parâmetros Ra e Rz é observado (Figura 30b). Este aumento é

explicado através da rápida progressão do desgaste de entalhe na região secundária de corte.

No estágio seguinte, o desgaste de entalhe torna-se maior enquanto o raio de ponta ativo da

ferramenta torna-se mais achatado devido aos microlascamentos na aresta. Estes

76

microlascamentos foram gerados pela combinação da ação do corte e das interrupções. A

irregularidade da aresta de corte acarreta em superfícies com menores valores de rugosidade,

devido à maior distribuição dos picos e dos vales da superfície comparada com o processo de

torneamento contínuo (Figura 30Figura 30c, d, e). Nesta condição, a topografia da ferramenta

é em perfil aperiódico (PAVEL et al., 2005).

Pavel et al. (2005) também relatam que apesar dos menores valores de rugosidade, o

corte interrompido promoveu a formação de rebarbas na superfície usinada. Apesar de não

esclarecer o motivo deste fenômeno, sugere-se que a formação das rebarbas está relacionada à

modificação da geometria da aresta de corte em função dos microlascamentos.

O fenômeno apresentado de redução dos valores de rugosidade em função do tipo de

corte também foi observado por Ko e Kim (2001) no torneamento com corte interrompido do

aço AISI E52100 com 62 HRC utilizando ferramentas de alto e baixo teor de CBN, conforme

mostrado na Figura 31.

Figura 31 – Redução dos valores de rugosidade no corte interrompido. Adaptado de Ko e Kim (2001).

Os resultados mostram que até o comprimento de corte de 8,8 km (VBB) = 0,05 mm), o

parâmetro de rugosidade Ra aumenta de aproximadamente 0,5 µm para 0,7 µm. Após este

valor, a rugosidade Ra da superfície diminui para aproximadamente Ra = 0,5 µm,

independente da profundidade de corte (ap) utilizada. Apesar da oscilação nos valores de

rugosidade, esta se manteve na classe N6 (KO e KIM, 2001).

O tipo de corte promove diferentes mecanismos de desgaste e avarias nas arestas de

corte, influenciando na rugosidade da superfície usinada. No corte contínuo, as arestas de

corte apresentaram apenas o desgaste abrasivo e os parâmetros de rugosidade aumentam ao

longo da vida da ferramenta. Por outro lado, o corte interrompido pode promover

77

microlascamentos nas arestas de corte, influenciando drasticamente na topografia da

superfície usinada, reduzindo os valores de rugosidade do início para o final da vida das

ferramentas.

2.5.1.5. Fluxo lateral do cavaco

Como já discutido, quando a aresta de corte está nova, o perfil da superfície gerada tem

a forma geométrica que obedece a superfície teórica do torneamento (Figura 27a). Contudo,

em operações de acabamento este padrão é rapidamente alterado, devido à pequena espessura

do cavaco na superfície secundária de corte. Nesta região da aresta de corte, a ferramenta é

incapaz de cisalhar o cavaco em função da restrita espessura, e o material é deformado para a

superfície de folga da ferramenta gerando o fluxo lateral do cavaco (RECH e MOISAN, 2003;

PENALVA et al. 2002).

Machado et al. (2009) definem o fluxo lateral do cavaco como um fator relacionado à

ação da aresta de corte, no qual partes do material à frente desta são comprimidas pela

superfície de folga. Uma porção deste material se recupera elasticamente e outra porção sofre

deformação plástica em uma direção perpendicular ao movimento da ferramenta sem, no

entanto, se separar da peça. A Figura 32 exemplifica o mecanismo do fluxo lateral do cavaco.

Figura 32 – a) Efeito do fluxo lateral de cavaco na superfície usinada e b) mecanismo do fluxo lateral do

cavaco. Adaptado de Kishaway e Elbestawi (1999).

78

O fluxo lateral de cavaco ocorre geralmente utilizando baixos valores de avanço e

velocidade de corte. Restritos valores de avanço aumentam proporcionalmente a área em que

as espessuras de cavaco são muito pequenas, contribuindo para o fluxo lateral de material.

Elevados valores de velocidade de corte proporcionam menor plasticidade do material

usinado, reduzindo o efeito do fluxo lateral do cavaco (OLIVEIRA, DINIZ e URSOLINO,

2009; BOUACH et al., 2009; MACHADO, et al., 2009; RECH e MOISAN, 2003).

O fluxo lateral do cavaco, além de influenciar diretamente a superfície usinada, também

é responsável pelo aumento do desgaste de entalhe e de flanco na região secundária de corte

da ferramenta, devido ao aumento da pressão específica de corte nesta região. Então, além de

influenciar diretamente na rugosidade da superfície, o fluxo lateral do cavaco influencia no

tipo de desgaste da ferramenta de corte, principalmente na aresta secundária. É importante

enfatizar que a referida aresta é a principal responsável pela transferência da topografia da

ferramenta para a superfície (DINIZ e OLIVEIRA, 2008; GRZESIK, 2008b).

2.5.1.6. Influência do material da ferramenta

Oliveira, Diniz e Ursolino (2009) analisaram a rugosidade com o parâmetro Ra na

usinagem do aço AISI 4340 (classe A) com 56 HRC de dureza, utilizando ferramentas de

baixo teor de CBN e cerâmica reforçada com SiC-whiskers. Os resultados mostraram que no

corte contínuo, ambas ferramentas proporcionam valores de rugosidades similares, inferiores

a 0,8 µm (classe N6). No corte interrompido, as ferramentas de PcBN continuaram com o

padrão de rugosidade, porém, nas ferramentas de cerâmica reforçadas com SiC whiskers, os

valores de rugosidade Ra cresceram para 2 µm (classe N8) no final da vida (VBB = 0,2 mm).

Os autores atribuíram o melhor desempenho das ferramentas de PcBN devido ao tipo de

desgaste nas ferramentas cerâmicas, as quais sofreram uma considerável variação na forma da

aresta de corte. Este fenômeno foi observado com menos intensidade nas ferramentas de

PcBN.

Ko e Kim (2001) avaliaram a rugosidade da superfície usinada do aço AISI – E52100

(classe B) com 60 HRC utilizando ferramentas com alto e baixo teor de CBN. O melhor

desempenho foi atribuído às ferramentas com baixo teor de CBN no corte interrompido, as

quais promoveram menores valores de rugosidade, além de menores taxas de desgaste. No

entanto, ambas as ferramentas testadas promoveram valores de rugosidade nas classes N6 e

N7. Os autores atribuíram o melhor desempenho das ferramentas com baixo teor de CBN à

79

melhor resistência aos choques térmicos devido à elevada condutividade térmica das

ferramentas com baixo teor de CBN.

A avaliação da rugosidade no torneamento em corte contínuo de material com elevada

fração volumétrica na microestrutura (AISI D3 – 60 HRC) foi realizada por Yallese et al.

(2004). Foram utilizadas ferramentas com baixo teor de CBN (CBN 7020) e cerâmicas mistas

Al203 + TiC (CC650). Os resultados mostraram que ambos os materiais de ferramenta

promoveram valores de rugosidade Ra na classe N6. Além disso, ambas as ferramentas

revelaram comportamentos similares ao utilizar os parâmetros de rugosidade Rz e Rt.

Independente do material de ferramenta utilizado, é possível atingir parâmetros de

rugosidade correspondente à classe N6 ao final da vida das ferramentas. Contudo,

principalmente para determinadas ferramentas cerâmicas em aplicações específicas, o tipo de

desgaste da ferramenta pode inviabilizar sua aplicação devido à geração de elevados valores

de rugosidade ao final da vida da ferramenta. Verificou-se que a rugosidade da superfície

usinada é função de inúmeros fatores. No entanto, o aumento da rugosidade ao longo da vida

da ferramenta é principalmente relacionado aos tipos de desgaste nas arestas de corte,

principalmente, em função da topografia do desgaste na aresta secundária de corte e dos

microlascamentos.

2.5.2. Alteração microestrutural

Grzesik (2008a) descreve que durante o torneamento de materiais endurecidos, a

temperatura de austenitização na superfície do material usinado pode ser atingida por um

tempo extremamente pequeno, de aproximadamente 0,1 ms. Contudo, este tempo é o

suficiente para provocar alteração de fase na camada subsuperficial usinada, e o volume de

material austenitizado é resfriado rapidamente pela ação do ar ou pelo gradiente de

temperatura do volume do material usinado. Deste modo, ocorre o processo de tratamento

térmico de têmpera na superfície usinada, porém, não é seguido pelo revenimento, formando

uma microestrutura martensítica não revenida. É importante ressaltar que mesmo sob

condições severas de corte, a camada afetada dificilmente ultrapassa 80 µm de espessura

(MACHADO et al., 2009; ABRÃO e ASPINWALL, 1996). A Figura 33 mostra a aparência

da alteração microestrutural com a utilização de microscopia óptica.

80

Figura 33 – a) Formação da camada branca, adaptado de Chou e Song (2004) e b) formação de trincas na

camada branca,.adaptado de Smith (2008).

Conforme a Figura 33, as alterações microestruturais nas camadas subsuperficias

usinadas são indicadas pela camada branca (white layer) seguida da camada escura (dark

layer). Tais alterações também são conhecidas somente como camada branca devido à

aparência quando analisadas com o auxílio da microscopia óptica (GRZESIK, 2008a; SMITH,

2008; CHOU e SONG, 2004).

A camada branca gerada no torneamento de materiais endurecidos é basicamente

formada por martensita não revenida, a qual geralmente apresenta maior dureza, fragilidade e

elevados níveis de tensões residuais compressivas comparadas ao volume do material da peça.

Esta alteração microestrutural também é prejudicial à resistência à fadiga dos componentes

devido à tendência de nucleação e propagação de trincas. A Figura 33b mostra uma trinca na

camada que sofreu alteração microestrututal em função do processo de torneamento (ABRÃO

e ASPINWALL, 1996). Segundo Rech e Moisan (2003), o valor do desgaste nas arestas de

corte e a velocidade de corte podem auxiliar no aparecimento da camada branca devido ao

incremento da elevada temperatura gerada durante o corte.

Durante o processo de corte, quando a temperatura na superfície usinada não ultrapassa

o limite de austenitização do material, as alterações superfíciais podem não estar relacionadas

às alterações de fase da microestrutura. No entanto, intensas deformações plásticas e elásticas

ocorrem durante a formação do cavaco, as quais permanecem na superfície após a ação da

ferramenta de corte. A alteração microestrutural por deformação plástica na superfície usinada

foi apresentada por Javidi, Rieger e Eichlseder (2008) na usinagem do aço DIN 34CrNiMo6

no estado temperado e revenido, conforme mostrado na Figura 34.

81

Figura 34 – Deformação plástica na camada abaixo da superfície usinada. Adaptado de Javidi, Rieger e

Eichlseder (2008).

Javidi, Rieger e Eichlseder (2008) relataram que ocorreu a alteração microestrutural em

uma camada de 3 a 4 µm sob a superfície usinada. No entanto, a camada branca visualizada

na Figura 34a não sofreu alteração de fase, os grãos foram deformados na direção do avanço

da ferramenta (Figura 34b) devido à elevada temperatura e pressão específica de corte gerada

durante o torneamento de materiais endurecidos.

Com base nas informações anteriores, observam-se dois fenômenos de alterações

microestruturais nas camadas da superfície usinada: a alteração de fases em função do efeito

térmico ou simplesmente a deformação dos grãos da microestrutura em função das tensões

plásticas e elásticas ocorridas durante a formação do cavaco. Vale ressaltar que estas

diferentes alterações microestruturais podem provocar diferentes níveis de tensões residuais e

alteração da resistência à fadiga dos componentes usinados.

Teoricamente, a condição mais propícia para a formação da camada branca por

alteração de fase da microestrutura é na usinagem em corte contínuo, na qual elevadas

temperaturas são geradas e por longo tempo na região de corte. Contudo, no corte

interrompido, o surgimento da camada branca por alteração da fase da microestrutura do

material não pode ser descartada. Por outro lado, devido às elevadas pressões específicas de

corte geradas no torneamento de materiais endurecidos, ambas as condições de corte (corte

contínuo e interrompido) são propensas à formação de camada branca por deformação dos

grãos da microestrutura. Além disso, em função dos mecanismos de formação da camada

branca descritos, todas as classes de materiais descritas neste trabalho (classes A, B, C e D)

podem apresentar esta alteração após o torneamento.

82

As alterações nas camadas subsuperficias é um fenômeno muito pesquisado devido à

influência nas tensões residuais e na resistência à fadiga dos componentes usinados. Além

disso, a identificação das fases constituintes na superfície alterada é um processo dispendioso.

No entanto, também são necessários cuidados especiais para não re-alterar a superfície

usinada pelo processo de preparação do corpo-de-prova para análise.

3. PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS

3.1. INTRODUÇÃO

Os experimentos desta pesquisa foram realizados no Laboratório de Usinagem CNC do

núcleo de Serviços Técnicos e Tecnológicos na Faculdade de Tecnologia SENAI, em

Joinville (SC).

Este capítulo descreve as condições em que os ensaios foram realizados, a máquina-

ferramenta, as ferramentas, os porta-ferramentas e sistema de fixação, a geometria do corpo-

de-prova, as características do material usinado, o método de análise do desgaste das

ferramentas e rugosidade, bem como o desenvolvimento do planejamento experimental.

3.2. MÁQUINA-FERRAMENTA

Os experimentos foram realizados em um Centro de Torneamento Horizontal ROMI,

modelo GL240, conforme mostrado na Figura 35. Os principais dados da máquina-ferramenta

são: motor do eixo-árvore com 15 kW de potência, faixa de rotação entre 4 e 4500 rpm, torre

porta-ferramentas com 12 posições, diâmetro da placa de 210 mm. A placa possui

acionamento hidráulico com pressão máxima de 23 kgf/cm², suporte de ferramentas externo

seção 20 x 20 mm e comando numérico GE Fanuc modelo 0i-TC. Os cursos nos eixos X e Z

são respectivamente 180 mm e 400 mm.

Figura 35 – Centro de Torneamento ROMI modelo GL240 utilizado nos experimentos.

84

3.3. FERRAMENTAS, PORTA-FERRAMENTAS E SISTEMAS DE FIXAÇÃO

Os ensaios foram realizados com ferramentas e porta-ferramentas fornecidos pela

empresa Sandvik Coromant. Foram utilizadas duas classes de ferramentas de PcBN: uma

classe com alto teor de CBN (código SNGA 120412 S01020A – classe CB7050) e outra com

baixo teor de CBN e uma fase cerâmica (código SNGA 120412 A01030A – classe CB7025).

Estas ferramentas foram montadas em um suporte de torneamento externo (código PSKNL –

2020K – 12). Com o objetivo de promover elevada a rigidez da fixação, o inserto foi fixado

no suporte através de grampo e pino, conforme mostrado na Figura 36.

Figura 36 – Porta-ferramenta e ferramenta de usinagem.

Segundo Sandvik (2009), a classe da ferramenta com baixo teor de CBN (classe

Sandvik Coromant CB7025) possui uma fase cerâmica como ligante, que neste trabalho será

denominada de CBN 7025. A ferramenta com alto teor de CBN (classe Sandvik Coromant

CB7050) será denominada de CBN 7050.

A decisão de utilizar somente ferramentas de PcBN neste trabalho foi baseada nas

informações descritas no item 2.4.3.1, no qual, diversos autores demonstraram o desempenho

superior das ferramentas de PcBN em relação às ferramentas cerâmicas, principalmente em

materiais com alta fração volumétrica de carbonetos na microestrutura.

Por outro lado, a decisão de utilizar diferentes classes de ferramentas de PcBN está

baseada nos estudos realizados por Diniz e Oliveira (2008) na usinagem do aço AISI 4340,

por Chou, Evans e Barash (2002) na usinagem do aço AISI 52100, e por Chou e Evans (1999)

na usinagem do aço AISI M50. Esta abordagem está relacionada ao comportamento distinto

das classes de PcBN (alto e baixo teor) na usinagem de diferentes ligas de aços endurecidos,

principalmente do ponto de vista dos mecanismos de desgaste.

85

Com o objetivo de elevar a rigidez e a estabilidade dinâmica do sistema de fixação do

corpo-de-prova, imprescindível na usinagem de materiais endurecidos, foram projetadas

castanhas que permitiram uma grande área de contato entre sistema de fixação (castanha) e

corpo-de-prova. O material utilizado para a confecção das castanhas foi o aço AISI 1045. Para

minimizar as deformações ao longo do processo, as castanhas foram submetidas aos

tratamentos térmicos de têmpera e revenimento, elevando a dureza para de 28 ± 2 HRC. Estas

castanhas permitem o dobro da área de contato com a peça quando comparada às castanhas

convencionais, e consequentemente, aumentam a rigidez do sistema de fixação. A Figura 37

representa esquematicamente o projeto do sistema de fixação.

Figura 37 – Sistema de fixação do corpo-de-prova.

Durante os experimentos, o corpo-de-prova era retirado da máquina para executar as

medições da rugosidade. Com o objetivo de minimizar as fontes de variabilidade no

reposicionamento na castanha, o batimento radial do corpo-de-prova era analisado com um

relógio apalpador da marca Mitutoyo – modelo 513–404E com resolução de 0,01 mm,

montado em um suporte magnético com coluna articulada da marca Mitutoyo modelo 7019B.

O critério utilizado para riniciar o processo era que o valor do batimento radial não poderia

ultrapassar 10% da profundidade de corte (ap). Este procedimento está mostrado na Figura 38.

86

Figura 38 – Verificação do batimento radial.

Durante os ensaios, quando o corpo-de-prova era retirado do sistema de fixação,

medições de espessura eram realizadas utilizando um micrômetro digital da marca Mitutoyo,

modelo 293–230 com resolução de 0,001 mm. O objetivo deste procedimento era verificar a

profundidade de corte programada (ap = 0,15 mm). Variações na espessura corpo-de-prova

poderiam representar falhas no sistema de fixação (castanhas) ou porta-ferramentas.

3.4. GEOMETRIA DO CORPO-DE-PROVA

Foram utilizadas geometrias de corpos-de-prova que proporcionam duas condições de

corte: contínuo e interrompido. O corte contínuo é a característica de torneamento mais

comum. Já o corte interrompido torna-se uma difícil característica de torneamento, pois as

ferramentas de PcBN, extremamente frágeis aos impactos, podem sofrer quebras ou

microlascamentos das arestas de corte (OLIVEIRA, DINIZ e URSOLINO, 2009; TRENT e

WRIGHT, 2000).

A geometria dos corpos-de-prova foi adotada com o intuito de realizar um comparativo

entre as condições de corte (contínuo e interrompido). Além disso, existe uma carência de

informações sobre a usinagem em corte interrompido em materiais com elevada fração

volumétrica de carbonetos na microestrutura. Nestes materiais, o impacto das interrupções

sobre a superfície de saída das ferramentas fica ainda mais severo em função da elevada

presença e dureza dos carbonetos.

87

A adoção da geometria do corpo-de-prova, mostrada na Figura 39, possibilita elevada

rigidez aos experimentos, pois, conforme mostrado no sistema de fixação da Figura 37, o

comprimento em balanço do corpo-de-prova se torna pequeno. Esta rigidez do sistema de

fixação evita que o fenômeno das vibrações promova irregularidade dimensional, avarias nas

arestas de corte e ainda imperfeições na superfície usinada. Além disso, o corte foi realizado

em sentido radial, possibilitando maior aproveitamento do volume do corpo-de-prova.

Com o objetivo de minimizar os choques na entrada e saída da ferramenta, foram

confeccionados chanfros no diâmetro externo e interno do corpo-de-prova (dimensão de 3 x

45º). Os chanfros eram refeitos quando reduzidos a 0,5 x 45º ao longo dos experimentos.

O furo no centro do corpo-de-prova (ø = 32 mm) foi desenvolvido para permitir a

manutenção da velocidade de corte constante programada. O torneamento de diâmetros

pequenos necessitaria de rotações muito elevadas para manter a velocidade de corte

programada, ultrapassando a capacidade da máquina-ferramenta.

A geometria dos corpos-de-prova adotada nesta pesquisa foi baseada no estudo

realizado por Diniz e Oliveira (2008). A Figura 39 mostra a geometria do corpo-de-prova para

corte contínuo e a Figura 40 para corte interrompido utilizada neste trabalho.

Figura 39– Geometria do corpo-de-prova para corte contínuo.

88

Para proporcionar a condição de corte interrompido, foram criados quatro rasgos

equidistantes em cada face dos corpos-de-prova com espessura de 10 mm, os quais estão

apresentados na Figura 40.

Figura 40 – Geometria do corpo-de-prova para corte interrompido.

3.5. CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL USINADO

Os corpos-de-prova foram obtidos a partir de material fundido. A etapa de fundição foi

realizada na Fundição da SOCIESC (Sociedade Educacional de Santa Catarina). Para o

processo utilizaram-se moldes de areia verde e todos os corpos-de-prova foram fundidos a

partir da mesma corrida. Após a fundição, os corpos-de-prova foram preparados pelos

processos de usinagem convencional para conferir as dimensões finais. Com o objetivo de

conhecer detalhadamente as características microestruturais dos corpos-de-prova, ensaios de

dureza e de micrografia foram realizados no Laboratório de Materiais da SOCIESC.

Realizou-se análise de microdureza nos corpos-de-prova pelo ensaio Vickers (HV 0,1),

utilizando um microdurômetro Leitz Wetzlar Germany modelo 6833. Foram realizadas 40

indentações no corpo-de-prova conforme a norma ABNT NBR 6507-1. Destas, 20

indentações foram realizadas nos carbonetos e outras 20 na matriz do material. Os resultados

foram os seguintes: dureza média de 1329 HV e desvio padrão de 113 HV para os carbonetos,

e para a matriz dureza de 492 HV com desvio padrão de 17 HV. Realizando o teste de

89

hipóteses com um intervalo de confiança de 99%, rejeitou-se a hipótese nula (P = 0,000),

inferindo que a dureza da matriz e dos carbonetos do ferro fundido branco é estatisticamente

diferente. Deste modo, verificou-se que a diferença média entre as fases constituintes do ferro

fundido branco (matriz e carbonetos) é de aproximadamente 837 HV.

Segundo Poulachon et al. (2003), a microestrutura do material influencia no índice de

usinabilidade, principalmente pela presença de partículas duras. No caso desta pesquisa, a

diferença entre a dureza da matriz e dos carbonetos evidencia um dos fatores que dificultam a

usinagem do ferro fundido branco.

A amostra retirada do corpo-de-prova para análise da micrografia foi lixada, polida e

atacada com solução de Nital 3%, por aproximadamente 7 segundos. Após a preparação, as

amostras foram analisadas e fotografadas em um microscópio Óptico Olympus modelo BY51,

equipado com uma câmera digital acoplada (modelo LC Color da marca Evolution) e com o

auxílio do software Image Pro-Plus. A Figura 41 apresenta a micrografia do ferro fundido

branco utilizado. Vale ressaltar que conforme os grupos de materiais propostos na Tabela 1, o

material estudado está presente na classe D.

Figura 41 – a) esquema de crescimento do composto eutético das ligas de ferro fundido branco de alto cromo,

adaptado de Laird, Gundlach e Rohrig (2000). b) micrografia do ferro fundido branco alto cromo utilizada no

trabalho.

A Figura 41 mostra a microestrutura do ferro fundido branco de alto cromo composta

por carbonetos de cromo (parte clara) em uma matriz perlítica (parte escura). É possível

verificar também que os carbonetos estão dispersos na matriz e são heterogêneos, com

90

comprimentos maiores que 150 µm em seção transversal da célula eutética. É importante

ressaltar que tais carbonetos têm comprimentos maiores do que o valor da profundidade de

corte utiliza nos experimentos. Conforme descrito no item 2.3.2, este fato evidencia a

dificuldade de usinagem das ligas de ferro fundido branco de alto cromo.

Devido à heterogeneidade microestrutural mostrada na Figura 41, analisou-se a

porcentagem de carbonetos e seus respectivos tamanhos. Para este procedimento utilizou-se o

software Image Pro Plus e analisadas 30 micrografias de diferentes pontos do corpo-de-prova.

Verificou-se que a microestrutura apresenta em média 28,4 % de carbonetos, com desvio

padrão igual a 3,8 %. Os tamanhos dos carbonetos variam entre 10 µm e 300 µm.

As imagens de microscopia óptica não permitem uma clara definição dos componentes

da matriz do material usinado. Deste modo, conforme mostrado na Figura 42, realizaram-se

análises da microestrutura do ferro fundido branco de alto cromo com o auxílio de um

microscópio eletrônico de varredura (MEV) da marca Jeol – modelo JSM 6360.

Figura 42 – Micrografia em M.E.V. do ferro fundido branco de alto cromo utilizado.

A Figura 42a mostra a micrografia do ferro fundido branco utilizados nos experimentos,

na qual a parte mais escura representa os carbonetos de cromo do tipo M7C3. Já a Figura 42b

mostra em detalhes a matriz do ferro fundido branco utilizado nesta pesquisa, a qual é

composta por uma matriz perlítica extremamente refinada (colônia de perlita – detalhe Figura

42b), formada por lamelas justapostas de ferrita (constituinte escuro) e cementita.

Ensaios de composição química foram realizados com o auxílio de um Espectrômetro

de Emissão Óptica Spectrolab do fabricante Spectro. A Tabela 8 apresenta os resultados de

duas amostras (A e B) do corpo-de-prova.

91

Tabela 8 – Composição química do ferro fundido branco alto cromo.

Amostra %C %Si %Mn %P %S %Cr %Ni %Mo %Cu %Fe

A 2,84 0,61 0,58 0,032 0,025 18,21 0,217 0,080 0,096 77,3

B 2,83 0,60 0,58 0,033 0,018 18,73 0,215 0,079 0,096 76,8

A análise da composição química do ferro fundido branco utilizado indica que o

material está classificado de acordo com a norma ASTM A 532 – Classe II – Tipo E.

3.6. ANÁLISES DOS CAVACOS E CAMADAS SUBSUPERFICIAIS

No início da vida das ferramentas (primeiro ciclo de cada condição dos experimentos),

foram recolhidas amostras dos cavacos com o objetivo de caracterizar as diferenças

microestruturais e a morfologia de formação em função das condições de usinagem. Os

cavacos foram embutidos, lixados, polidos e atacados com a solução de com Nital a 3%, por

aproximadamente 7 segundos. Após a preparação, as amostras também foram fotografadas em

um microscópio Óptico Olympus modelo BY51, equipado com uma câmera digital acoplada

(modelo LC Color da marca Evolution), e analisadas utilizando o software Image Pro-Plus.

Com o objetivo de verificar as alterações nas camadas subsuperficiais usinadas, os

corpos-de-prova utilizados na última réplica dos experimentos foram cortados em seção

transversal. Para realizar este corte, utilizou-se o processo de usinagem por jato de água. A

utilização desta operação de corte foi com o intuito de minimizar o efeito térmico sobre a

superfície usinada durante a preparação dos corpos-de-prova para as análises das camadas

subsuperficiais. Também foi seccionado um conjunto de corpos-de-prova que representavam

a superfície usinada no início da vida das ferramentas. Nos dois casos, também adotou-se o

mesmo procedimento de preparação e análise de amostras já mencionado.

3.7. ANÁLISE DO PROCESSO

Durante os ensaios de torneamento, duas variáveis foram monitoradas: o desgaste de

flanco médio (VBB) nas ferramentas e a rugosidade da superfície usinada. Para a análise

destas variáveis, os experimentos foram interrompidos a cada 2,52 minutos de usinagem, ou

quatro passes em sentido radial do corpo-de-prova. Esta frequência de interrupções do

processo permitiu avaliar com clareza a evolução do desgaste nas ferramentas até o critério de

fim de vida (VBB = 0,20 mm).

92

O desgaste de flanco médio (VBB) foi monitorado com o auxílio de um Microscópio

Estereoscópio da marca Mitutoyo modelo BT-5. Este microscópio permitia uma ampliação

máxima de 40 vezes. Para a análise, utilizou-se um anel graduado, com resolução de 0,005

mm. A utilização deste sistema de medição de desgaste permitiu avaliar previamente o

desgaste das ferramentas. Contudo, este sistema não permitia a produção de imagens para

caracterização. Assim, depois de atingido o critério de fim de vida das ferramentas (desgaste

de flanco médio VBB = 0,20 mm), realizou-se a caracterização do valor de desgaste com o

auxílio de um microscópio Estereoscópio Olympus modelo SZ40 do laboratório de materiais

da SOCIESC.

Após a caracterização com microscopia óptica, algumas arestas de corte foram

analisadas com o auxílio de um Microcópio Eletrônico de Varredura (MEV) da marca Jeol,

modelo JXA-840A, equipado com sistema EDS (Espectroscopia de Energia Dispersiva) do

Laboratório de Materiais da Faculdade de Engenharia Mecânica da UNICAMP. A utilização

deste sistema possibilita analisar em detalhes os mecanismos de desgaste e avarias nas arestas

de corte, além de identificar, de forma semi-quantitativa, a presença de determinado material

em diferentes pontos da aresta de corte.

Para a análise da rugosidade, utilizou-se um rugosímetro portátil Mahr, modelo

Perthometer M4Pi, ajustado para medir 5 comprimentos de amostragem (λc) de 0,8 mm, o

que gerou um comprimento de avaliação de 4 mm. As medições foram realizadas sobre a

superfície usinada na direção do avanço (sentido radial do corpo-de-prova). Antes do início de

cada experimento, a calibração era verificada com o auxílio de um padrão de calibração. A

Figura 43 mostra como foi realizado o posicionamento do rugosímetro para as medições.

Figura 43 – Avaliação da rugosidade durante o processo. a) superfície contínua b) superfície interrompida.

93

Whitehouse (2003) descreve que a avaliação da rugosidade em uma superfície pode ser

realizada por meio de diversos parâmetros. No entanto, para a avaliação de superfícies

torneadas, Rech e Moisan (2003) e Thiele e Melkote (1999) sugerem utilizar um parâmetro de

rugosidade que represente a amplitude média do perfil da rugosidade (Ra) em conjunto com

um parâmetro que detecte características isoladas da superfície usinada, como o Rz. A

avaliação da superfície usinada foi realizada por meio dos parâmetros Ra e Rz.

O rugosímetro utilizado durante os ensaios não permitia gerar o perfil da rugosidade, e

por este motivo, a topografia da superfície gerada, pelo primeiro e último passe dos

experimentos, foi avaliada utilizando um rugosímetro da marca Taylor Hobson, modelo

Talysurf Plus do Laboratório de Metrologia da SOCIESC. Este rugosímetro foi calibrado com

padrões rastreáveis a CGCRE/Inmetro. Antes do início das medições, as superfícies a serem

avaliadas foram limpas. Ajustou-se o equipamento para medir 5 comprimentos de

amostragem (λc) de 0,8 mm, o que gerou um comprimento de avaliação de 4 mm. As

medições foram realizadas na direção do avanço da ferramenta e foram realizadas três réplicas

em diferentes posições do corpo-de-prova. O rugosímetro utilizado para extrair o perfil da

topografia da superfície está apresentado na Figura 44.

Figura 44 – Medição do perfil da rugosidade. a) rugosímetro e b) detalhe da medição.

3.8. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL

O principal objetivo desta pesquisa é avaliar o comportamento de ferramentas de PcBN

no torneamento do ferro fundido branco de alto cromo em operações de acabamento,

utilizando diferentes condições e classes de ferramentas PcBN. Para executar esta avaliação,

94

aplicou-se um planejamento fatorial 2² (duas variáveis em dois níveis), apresentado na Tabela

9.

Tabela 9 – Planejamento fatorial.

Fator Nível baixo Nível alto

Condição de usinagem Corte contínuo Corte interrompido

Ferramentas de corte de

PcBN

Baixo teor de CBN

(CBN7025)

Alto teor de CBN

(CBN7050)

Os experimentos foram conduzidos de forma aleatória em três réplicas, tendo como

variáveis de resposta a vida das ferramentas, os parâmetros de rugosidade, o mecanismo de

desgaste das ferramentas e a formação do cavaco.

Os parâmetros de usinagem foram mantidos constantes durante o experimento. Os

referidos parâmetros são mencionados na Tabela 10.

Tabela 10 – Parâmetros de usinagem dos experimentos.

Parâmetro Valor

Velocidade de corte (vc) 200 m/min

Profundidade de corte (ap) 0,15 mm

Avanço por volta (ƒ) 0,08 mm

A velocidade de corte de (vc) = 200 m/min foi determinada em função da vida das

ferramentas de PcBN no torneamento de materiais das classes C e D. Como exemplo, Yallese

et al. (2004) no torneamento do aço AISI D3 (classe C) constataram uma vida de 30 minutos

para uma velocidade de corte (vc) = 120 m/min. A (vc) = 200 m/min torna a condição de

usinagem mais severa comparada aos patamares de velocidade de corte comumente utilizados

no torneamento de materiais das classes C e D (ver Tabela 6). Este valor de velocidade de

corte também foi estipulado para incentivar o surgimento de diferentes mecanismos de

desgaste nas arestas de corte, como abrasão e difusão. A base para a escolha da (vc) = 200

m/min foi descrita por Yallese et al. (2009) no torneamento com ferramentas de PcBN do aço

AISI E52100, no qual observou-se o mecanismo de desgaste da difusão somente utilizando

valores de velocidade de corte (vc) superiores a 180 m/min. Ainda, Katuku, Koursaris e

Sigalas (2010), no torneamento do ferro fundido nodular austemperado, observaram o

95

mecanismo de desgaste da difusão utilizando velocidades de corte (vc) superiores a 150

m/min.

Antes do início do ensaio, a superfície a ser usinada foi preparada com uma ferramenta

de corte de PcBN (aresta de corte dedicada para a operação). O objetivo desta preparação era

tornar uma superfície de referência para minimizar o batimento radial do corpo-de-prova após

a fixação. Após a criação da superfície de referência, a ferramenta utilizada na regularização

da superfície era substituída e se iniciava o experimento.

O experimento consistia em diversos passes de torneamento na face do corpo-de-prova

em sentido radial (do diâmetro maior para o diâmetro menor), utilizando interrupções em

intervalos regulares com o objetivo de analisar os valores de desgaste de flanco (VBB) e

rugosidade da superfície usinada, até que o critério de fim de vida da ferramenta (VBB = 0,20

mm) fosse atingido na aresta da ferramenta de corte utilizada. A preparação do experimento

está mostrada na Figura 45.

Figura 45 – Preparação do experimento.

4. RESULTADOS E DISCUSSÕES

Neste capítulo, serão descritos os resultados dos ensaios de torneamento com

ferramentas de PcBN do ferro fundido branco de alto cromo no corte contínuo e interrompido.

Com o objetivo de facilitar a compreensão, o capítulo está dividido em quatro tópicos: vida

das ferramentas, mecanismos de desgaste, formação do cavaco e integridade superficial.

4.1. VIDA DE FERRAMENTA

A Figura 46 mostra os resultados de vida da aresta de corte (em tempo de usinagem e

área usinada) para as duas classes de PcBN nas condições de torneamento em corte contínuo e

interrompido. As colunas representam o tempo de usinagem e as linhas representam a área de

material usinada.

Figura 46 – Vida das ferramentas de PcBN em função do tipo de corte e classe de ferramenta.

Os resultados de tempo de usinagem e área usinada representam a média de três

réplicas. A ausência da dispersão nos valores de tempo de usinagem e da área usinada na

Figura 46 mostram que, com os intervalos de parada adotados, observou-se os mesmos

valores de desgaste ao longo de cada réplica. Apesar de a microestrutura do material usinado

impor severas dificuldades para o processo de torneamento com as ferramentas de PcBN, que

está principalmente relacionado à elevada fração volumétrica (28%) e dureza (1300 HV) dos

carbonetos, durante os experimentos não foram observadas quebras ou lascamentos nas

arestas de corte. Estes fatos evidenciam que a especificação das ferramentas, bem como a

97

preparação utilizada nos experimentos, possuem rigidez suficiente para realizar operações de

acabamento em ferro fundido branco com alto teor de cromo.

Para o cálculo do tempo de usinagem e da área usinada considerou-se a remoção dos

canais que promovem o corte interrompido. Em outras palavras, o tempo e a área que a aresta

de corte percorreu ociosa sobre os canais da interrupção não foram contabilizados na vida das

ferramentas.

Do ponto de vista de vida de ferramenta, o melhor desempenho foi alcançado pela

classe CBN 7025 (baixo teor de CBN) em corte contínuo com 25,2 minutos ou 391568mm2

de vida. Esta condição foi aproximadamente 140% superior à condição de corte interrompido,

que promoveram o segundo melhor resultado, independente da classe de CBN utilizada (10,5

min ou 162848mm2). Por fim, o pior desempenho foi alcançado pela classe CBN 7050 (alto

teor de CBN) no corte contínuo, com vida de 7,6 minutos ou 117470mm2, aproximadamente

230% menor que a condição que obteve o melhor desempenho.

Os resultados de vida das ferramentas de PcBN apresentados nesta pesquisa são

inferiores aos apresentados por Oliveira, Diniz e Ursolino (2009) e por Sahin (2009) no

torneamento de materiais das classes A e B, respectivamente (ver item 2.4.3.) No entanto,

ambas as pesquisas utilizaram velocidades de corte inferiores a (vc) = 200 m/min. Por outro

lado, apesar das dificuldades de usinagem impostas pelo ferro fundido branco de alto cromo,

os resultados de vida das ferramentas de PcBN apresentados na Figura 46 mostram-se

equivalentes ou ainda superiores comparados aos resultados encontrados por Chou e Evans

(1999) e por Arsecularatne et al. (2006) durante a usinagem de materiais da classe C, os quais

possuem, teoricamente, melhor usinabilidade comparado aos ferros fundidos brancos. Além

disso, a maior velocidade de corte utilizada por Arsecularatne et al. (2006) foi de (vc) = 120

m/min, porém, Chou e Evans (1999) utilizaram o intervalo de (vc) = 120 – 468 m/min.

Chou e Evans (1999) apresentaram resultados de vida das ferramentas de PcBN

similares aos encontrados nesta pesquisa. Os autores realizaram a usinagem do aço-rápido

AISI M50 utilizando classes de ferramentas com alto e baixo teor de CBN no corte contínuo e

interrompido. Os autores mostraram que a maior vida encontrada foi utilizando a classe com

baixo teor de CBN no corte contínuo, que foi de aproximadamente 25 minutos. Para o corte

contínuo com a classe de alto teor de CBN, e para o corte interrompido na maior frequência

de interrupções (140 Hz) utilizada com ambas as classes de PcBN, a vida foi de

aproximadamente 10 minutos. Vale ressaltar que a velocidade de corte utilizada por Chou e

98

Evans (1999) foi de (vc) = 240 m/min e o limite de vida das ferramentas foi de VBB = 0,5

mm.

Arsecularatne et al. (2006) apresentaram resultados de vida de ferramentas com alto

teor de CBN no corte contínuo do aço AISI D2. Na condição de torneamento mais severa

utilizada pelos autores (vc = 120 m/min e ƒ = 0,20 mm), a vida apresentada para a classe de

alto teor de CBN foi de apenas 2 minutos, em um limite de vida de VBB = 0,35 mm. Contudo,

os parâmetros de usinagem mais severos utilizados por Arsecularatne et al. (2006) ainda são

brandos comparados aos aplicados nesta pesquisa.

Com uma análise mais detalhada da Figura 46, verifica-se que tanto a condição de

usinagem como o teor de CBN possuem influência na vida das ferramentas de PcBN. A

Figura 47 relaciona a interação das variáveis utilizadas.

Figura 47 – Interação dos fatores condição de usinagem e ferramenta de PcBN, para a vida da ferramenta

[min].

Na Figura 47 observa-se uma interação entre as variáveis envolvidas no experimento.

Para a classe de baixo teor de CBN (CBN 7025), a variação da condição de corte contínuo

para interrompido provoca uma drástica redução na vida da ferramenta. No caso da classe de

alto teor de CBN (CBN 7050), o comportamento inverso é observado, ou seja, um aumento na

vida da ferramenta, no entanto, de menor efeito.

Os resultados apresentados para as classes de baixo teor de CBN (CBN 7025) no corte

contínuo e interrompido foram diferentes dos apresentados por Diniz e Oliveira (2008) e por

Oliveira, Diniz e Ursolino (2009) no torneamento do aço AISI 4340 com 56 HRC. Nas

referidas pesquisas, os autores observaram que, no corte interrompido, a classe de baixo teor

99

de CBN demosntra melhor desempenho comparado ao corte contínuo (estes resultados podem

ser visualizados na Figura 10). Esta comparação indica que o material usinado influencia no

desempenho das classes de baixo teor de CBN nas condições de corte contínuo e

interrompido. Uma hipótese para explicar estes diferentes resultados está relacionada à

atuação dos mecanismos de desgaste nas arestas de corte em função da condição de usinagem.

A discussão detalhada sobre os mecanismos de desgaste atuantes nas arestas de corte será

realizada com profundidade no item 4.2.

Nesta pesquisa, a classe de baixo teor de CBN (CBN 7025) demonstrou melhor

desempenho no corte contínuo comparado ao corte interrompido. Segundo Grzesik (2008a), a

adição da fase cerâmica na classe de baixo teor de CBN promove a redução da condutividade

térmica de 100 W/m-1

K-1

(alto teor de CBN – CBN 7050) para 44 W/m-1

K-1

(baixo teor de

CBN – CBN 7025). Deste modo, pressupõe-se que uma maior parcela da carga térmica seja

direcionada para o cavaco e para a peça, contribuindo para a ferramenta de baixo teor de CBN

(CBN 7025) suportar com maior eficiência a elevada temperatura e as condições tribológicas

impostas no corte contínuo do ferro fundido branco de alto cromo.

A adição da fase cerâmica na classe CBN 7025 (baixo teor de CBN) promove melhores

resultados em corte contínuo devido à elevada estabilidade química e à menor condutividade

térmica. Contudo, a presença da fase cerâmica reduz a dureza e a tenacidade das ferramentas

de PcBN (Tabela 5), as quais são propriedades fundamentais no torneamento de superfícies

interrompidas. Deste modo, uma hipótese para explicar a drástica redução da vida da

ferramenta da classe de baixo teor de CBN no corte interrompido está relacionada a sua

menor tenacidade e ao surgimento de microlascamentos. Esses microlascamentos podem ter

sido encobertos parcialmente pelo desgaste abrasivo. A análise detalhada dos mecanismos de

desgaste será realizada no item 4.2.

Diferentemente do ocorrido com a classe de baixo teor de CBN (CBN 7025), para a

classe de alto teor de CBN (CBN 7050) a alteração do tipo de corte de contínuo para

interrompido proporcionou um aumento na vida. No entanto, Chou e Evans (1999), no

torneamento do aço-rápido AISI M50 com 63 HRC, constataram que a mudança do corte de

contínuo para interrompido nas ferramentas com alto teor de CBN não promovem efeito

significativo na vida das ferramentas (estes resultados podem ser visualizados na Figura 11).

Smith (2008) descreve que as classes com alto teor de CBN (CBN 7050) possuem

aproximadamente 90% de partículas de CBN, e o material geralmente utilizado como

100

aglomerante é o Cobalto. Em função desta composição, as classes de alto teor de CBN (CBN

7050) possuem elevados valores de condutividade térmica e maior afinidade química com o

material usinado comparada às classes com baixo teor de CBN (CBN 7025) (Tabela 5). Deste

modo, teoricamente, a classe com alto teor de CBN não proporciona condições favoráveis

para a aplicação no torneamento em corte contínuo devido à elevada temperatura gerada na

interface cavaco-ferramenta. Então, assim como descrito por Arsecularatne et al. (2006), que

a elevada temperatura e a afinidade química do material usinado com os elementos da classe

CBN 7050 incentivaram a dissociação do material aglomerante das partículas de CBN,

facilitando a atuação do mecanismo de desgaste da abrasão, causando a menor vida dentre as

condições testadas da ferramenta CBN 7050 em corte contínuo.

Como descrito anteriormente, a classe de alto teor de CBN (CBN 7050) não possui uma

fase cerâmica. A ausência desta fase proporciona maior dureza e tenacidade quando

comparadas à classe CBN 7025. As propriedades de dureza e de tenacidade das ferramentas

CBN 7050 foram fatores preponderantes para o incremento na vida destas ferramentas no

corte interrompido. Sugere-se, ainda, que a manutenção da elevada temperatura na interface

cavaco-ferramenta no corte interrompido fica dificultada, reduzindo a atuação dos

mecanismos de desgaste termicamente ativados nas arestas das ferramentas da classe de alto

teor de CBN.

Os resultados apresentados nesta seção mostraram que a classe CBN 7025 (baixo teor

de CBN) promovem os melhores desempenhos no torneamento do ferro fundido branco no

corte contínuo. Por outro lado, no corte interrompido, ambas as classes de PcBN promoveram

resultados similares. O comportamento das diferentes classes de ferramentas de PcBN foi

atribuído principalmente à condutividade térmica, à estabilidade química e à dureza. Estes

comportamentos serão explicados de forma detalhada no item 4.2. com a análise dos

mecanismos de desgaste nas arestas de corte .

Pressupõe-se que os resultados encontrados neste item podem ser aplicados a materiais

com características microestruturais similares, principalmente aos que possuem elevada

presença de partículas duras na microestrutura, dentre eles: ligas de ferros fundidos, aços-

ferramenta, aços-rápidos etc.

101

4.2. MECANISMOS DE DESGASTE

A compreensão dos fenômenos tribológicos nos processos de usinagem é

imprescindível para a correta definição do material da ferramenta, dos parâmetros e das

estratégias de usinagem. Melhorias como redução nos valores de rugosidade, incremento na

vida da ferramenta e obtenção de estreitas tolerâncias dimensionais podem ser obtidas com a

compreensão dos mecanismos de desgaste e o posterior ajuste dos parâmetros tecnológicos

(TRENT e WRIGHT, 2000).

Durante os ensaios, monitorou-se o desgaste de flanco médio das ferramentas com o

auxílio de um Microscópio Óptico, a cada 2,52 minutos de usinagem (tempo necessário para o

torneamento de quatro faces do corpo-de-prova). A utilização deste sistema permitiu uma

leitura rápida e eficaz dos valores de desgaste. Por outro lado, este sistema torna a

compreensão dos mecanismos de desgaste difícil devido à ampliação máxima e à

profundidade de foco. Com o objetivo de solucionar esta limitação, após atingir o critério de

vida da ferramenta, as arestas de corte utilizadas nos ensaios foram analisadas com o auxílio

de um Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV) equipado com sistema EDS

(Espectroscopia de Energia Dispersiva). Neste trabalho, são mostradas somente as imagens,

de uma réplica, que melhor representam os fenômenos observados nas arestas de cada

condição utilizada.

Com o objetivo de facilitar a compreensão dos mecanismos de desgaste atuantes nas

arestas de corte, cada condição será discutida separadamente.

4.2.1. Arestas de corte da ferramenta CBN 7050 em corte contínuo

A Figura 48 mostra a aresta de corte da ferramenta da classe alto teor de CBN (CBN

7050) utilizada em corte contínuo. A Figura 48a mostra a superfície de folga e a Figura 48b

mostra a superfície de saída.

102

Figura 48 – CBN 7050 em corte contínuo: a) superfície de folga e b) superfície de saída.

Inicialmente, a análise topográfica da superfície de folga (Figura 48a) e da superfície de

saída (Figura 48b) mostra que a aresta de corte está isenta de microlascamentos (lascamento

menor do que o critério de fim de vida – VBB =0,20 mm) ou de lascamentos. Esta é a

evidência de que a tenacidade da classe é adequada e que os sistemas de fixação de peça e de

ferramenta promovem rigidez adequada para a usinagem de um material com elevada fração

volumétrica de carbonetos. Diniz, Martins e Braghini Jr. (2005) identificaram que no

torneamento com ferramentas PcBN do aço O1 (classe C) com 60 HRC, o principal fator que

determinou o fim de vida da ferramenta foi o lascamento. A presença de desgaste

predominantemente abrasivo nas arestas de corte da Figura 48 mostra que o processo não

deverá ser interrompido de forma abrupta e que componentes usinados não serão descartados

em função de irregularidades na superfície usinada.

Na Figura 48a, é possível observar que o desgaste de flanco, tipicamente abrasivo, está

distribuído regularmente ao longo da região de contato da superfície de folga. Também é

possível notar que o desgaste de flanco não apresenta maior valor na região da aresta

secundária de corte, denominado como VBC. Maiores valores de desgaste na região da aresta

secundária de corte foram identificados por Diniz e Oliveira (2008) no torneamento em corte

contínuo e interrompido do aço AISI 4340 com 56 HRC e por Grzesik (2008b) no

torneamento do aço AISI 5140 com 60 HRC. Ambos os autores atribuíram o desgaste VBC à

restrita espessura de cavaco na região secundária de corte, ocasionando fluxo lateral de

material e aumento da pressão específica de corte no local (explicação detalhada na Figura

18). Uma explicação para diferente topografia do desgaste de flanco desta pesquisa em

relação às mencionadas anteriormente está relacionada à microestrutura do material. A

microestrutura do ferro fundido branco alto cromo é heterogênea e constituída principalmente

por uma matriz perlítica com grandes carbonetos de cromo (maiores do que 150 m)

103

ancorados na matriz, o que promove uma estrutura muito rígida. No caso dos aços utilizados

por Diniz e Oliveira (2008) e Grzesik (2008b), as microestruturas são homogêneas (martensita

revenida) e susceptíveis às deformações em elevadas temperaturas promovidas pelo

cisalhamento. A rígida estrutura do ferro fundido branco (ver Figura 41) dificulta o fluxo

lateral de cavaco na região da aresta secundária de corte, principalmente pela presença dos

carbonetos. Isto promove um mecanismo de desgaste abrasivo regular em toda a aresta de

corte, conforme pode ser visto na Figura 48.

A ausência de desgaste de entalhe pronunciado nas arestas de corte no torneamento de

materiais com elevada fração volumétrica de carbonetos é confirmada por Arsecularatne et.

al. (2006). As análises de desgaste nas arestas de corte no torneamento do aço AISI D2 com

60 HRC com ferramentas PcBN evidenciam uma distribuição similar ao desta pesquisa. É

importante enfatizar que o aço AISI D2 também possui elevada fração volumétrica de

carbonetos de cromo, contudo, estes carbonetos são ancorados em uma matriz de martensita

revenida e são menores comparados aos carbonetos do ferro fundido branco em função do

trabalho mecânico ao longo do processo de refinamento da microestrutura do aço.

Um ponto importante na análise da morfologia do desgaste está associado aos valores

restritos de rugosidade necessários em grande parte das operações de acabamento. Como

relatado anteriormente, não se observou na aresta de corte um desgaste acentuado na região

secundária de corte da ferramenta (VBC), a qual é a principal responsável pela formação da

rugosidade da superfície usinada. Como o desgaste de flanco observado possui uma

distribuição regular ao longo da superfície de folga, após a avaliação dos parâmetros de

rugosidade, poder-se-á analisar a possibilidade de elevar o limite de vida das ferramentas

(VBB = 0,2 mm). Esta alteração possibilitaria a manutenção do mesmo nível de rugosidade,

neste caso, o padrão N6 (até Ra = 0,8 µm) e um maior tempo de usinagem por aresta de corte.

Para evidenciar com clareza os mecanismos de desgaste atuantes na aresta de corte,

realizou-se a ampliação da superfície de folga da ferramenta, a qual é apresentada na Figura

49.

104

Figura 49 – Topografia do desgaste na aresta de corte da ferramenta CBN 7050 em corte contínuo.

A Figura 49 mostra a ampliação de duas regiões distintas: A) região da aresta

secundária de corte, B) região central do desgaste. Nas duas ampliações são nítidos os sulcos

na direção da velocidade de corte, o que caracteriza de desgaste abrasivo. Contudo, o fator

mais interessante está na ampliação B (Figura 49c), onde se verifica a presença de sulcos

abrasivos na região do chanfro da aresta de corte. Segundo Trent e Wright (2000) o desgaste

de cratera gerado pelo mecanismo de difusão promove uma superfície lisa, que não é o caso

da ampliação B. Neste caso, torna-se evidente que a cratera da aresta de corte foi formada por

desgaste abrasivo.

O aparecimento da cratera na região do chanfro da aresta de corte pode ser explicado da

seguinte forma: a elevada temperatura gerada durante o corte contínuo facilita a dissociação

do material aglomerante (Co) com as partículas de CBN da ferramenta. Estas partículas de

Cobalto, por sua vez, recebem o impacto dos componentes microestruturais extremamente

duros do material usinado por meio do movimento relativo do processo de torneamento. Desta

forma, as partículas dissociadas de CBN juntamente com os carbonetos do material usinado

promovem os riscos abrasivos na região da aresta de corte.

Ainda nas Figura 48a e 49, é possível observar que o desgaste de cratera tornou-se uma

cavidade mais profunda que o nível da preparação (microgeometria) da aresta de corte,

105

tornando-se menos rígida. Mesmo com a redução de resistência da aresta pela alteração da

geometria, não foram observadas quebras ou microlascamentos. Sugere-se que este

desempenho da ferramenta CBN 7050 é principalmente atribuído à rigidez do sistema de

usinagem e à elevada tenacidade da classe de elevado teor de CBN (CBN 7050), conforme as

propriedades mostradas na Tabela 5.

Conforme também mostrado na Tabela 5, a classe de alto teor de CBN (CBN 7050) se

distingue das demais pelo elevado valor de condutividade térmica. Esta propriedade aliada ao

corte contínuo que, conforme relatado por Diniz e Oliveira (2008), promove elevada

temperatura na interface cavaco-ferramenta, acarreta condições favoráveis para o surgimento

do mecanismo de desgaste da difusão. Além disso, para o surgimento deste mecanismo de

desgaste é necessária a utilização de elevados valores de velocidade e de corte (para atingir

elevadas temperaturas na interface cavaco-ferramenta). Yallese et al. (2009), no torneamento

com ferramentas de PcBN do aço AISI E52100, observaram o mecanismo de desgaste da

difusão somente utilizando valores de velocidade de corte (vc) superiores a 180 m/min,

enquanto que Katuku, Koursaris e Sigalas (2010), na usinagem do ferro fundido nodular

austemperado, observaram o mecanismo de desgaste da difusão utilizando velocidades de

corte (vc) superiores a 150 m/min. Apesar de ser utilizada nesta pesquisa uma velocidade de

corte (vc) = 200 m/min, os resultados mostrados na Figura 49 não apresentam indícios do

mecanismo de desgaste da difusão. Desta forma, esta pesquisa evidencia que não é só a classe

da ferramenta (alto teor de CBN) e o patamar de velocidade de corte que influenciam no

mecanismo de desgaste da difusão. A microestrutura do material usinado também é um fator

de influência.

4.2.2. Arestas de corte da ferramenta CBN 7025 em corte contínuo

Na condição utilizando a classe de baixo teor de CBN (CBN 7025) no corte contínuo, o

principal mecanismo de desgaste identificado também foi a abrasão. A Figura 50a mostra a

superfície de folga e a Figura 50b mostra a superfície de saída.

106

Figura 50 – CBN 7025 em corte contínuo: a) superfície de folga e b) superfície de saída.

Conforme a Figura 50a, verifica-se a presença do desgaste de flanco com maiores

valores na extremidade e também uma cratera formada por desgaste abrasivo. Além disso, as

Figura 50a e 50b mostram a presença de microlascamentos na aresta de corte.

A topografia da região do desgaste da classe CBN 7025 em corte contínuo difere da

classe anterior (CBN 7050 em corte contínuo) em relação à intensidade do desgaste de flanco,

ao desgaste de cratera e à presença de microlascamentos. Por outro lado, a vida da classe

CBN 7025 (baixo teor de CBN) em corte contínuo foi aproximadamente 200% superior à

classe CBN 7050 (alto teor de CBN) na mesma condição de corte.

As arestas de corte, tanto da classe CBN 7025 como da classe CBN 7050 utilizadas em

corte contínuo, foram fragilizadas devido à alteração da geometria da ferramenta em função

do intenso desgaste de cratera. Entretanto, a Figura 50a (classe CBN 7025) apresenta uma

aresta de corte remanescente mais aguda (menor ângulo de cunha) em comparação à aresta

mostrada na Figura 49a (classe CBN 7050). Esta condição proporciona maior fragilidade à

aresta de corte, favorecendo o surgimento de microlascamentos.

Conforme Astakhov (2006), Trent e Wright (2000), quando analisada a topografia do

desgaste de cratera em ferramentas de metal duro, a superfície apresenta-se lisa devido à

difusão ser realizada por trocas no nível atômico entre partículas do cavaco e da superfície de

saída da ferramenta. No entanto, esta característica não é observada na topografia do desgaste

de cratera apresentada na Figura 50. Para evidenciar este fenômeno, foi realizada a ampliação

da superfície de folga da classe CBN 7025, conforme mostrado na Figura 51.

107

Figura 51 – Topografia do desgaste na aresta de corte da ferramenta CBN 7025 em corte contínuo.

A Figura 51a mostra a topografia do desgaste na superfície de folga da classe CBN

7025 (baixo teor de CBN), enquanto que a Figura 51b mostra o desgaste de cratera e sua

influência na fragilização da aresta de corte. Por fim, a Figura 51c evidencia o

microlascamento ocorrido na aresta de corte. Conforme a topografia do desgaste de cratera

mostrada na ampliação da região B (Figura 51b), o desgaste tipo cratera apresenta marcas

abrasivas na direção da velocidade de corte, indicando que o mecanismo de desgaste

predominante é a abrasão. Deste modo, o desgaste do tipo cratera não foi formado pelo

mecanismo da difusão, conforme descrito por Astakhov (2006) Trent e Wright (2000). A

inexistência de difusão é uma evidência da ausência da zona de aderência, a qual é dificultada

devido à fração volumétrica de carbonetos na microestrutura do material usinado, na qual a

ação abrasiva destes carbonetos remove ciclicamente a camada de material estacionária na

superfície de saída da ferramenta. No torneamento de materiais com restrita presença de

carbonetos na microestrutura, a zona de aderência ocorre. Um indicador para este fenômeno

foi relatado por Yallese et al. (2009), por Katuku, Koursaris e Sigalas (2010) e por Diniz e

Oliveira (2008) (ver a Figura 18), em que os autores relataram o mecanismo de desgaste da

difusão em ferramentas de PcBN. Nestes casos, a superfície da cratera diferencia-se da

108

mostrada neste item em função de uma topografia lisa. Segundo Trent e Wright (2000), a

presença da zona de aderência é uma condição necessária para ocorrer o desgaste difusivo.

A hipótese sugerida no parágrafo anterior para a ausência do mecanismo de desgate da

difusão está baseada na complexibilidade microestrutural (elevada presença de carbonetos) do

ferro fundido branco com alto teor de cromo. Contudo, considerando a descrição do

mecanismo de desgaste da difusão realizada por Astakhov (2006) e por Trent e Wright

(2000), é pertirnente sugerir também, que o desgaste de cratera mostrado na Figura 51b pode

ter sido ocasionado por mecanismos de desgaste combinados, neste caso, a abrasão e a

difusão.

Ainda referente à Figura 51b, é nítida a percepção de que a progressão do desgaste de

cratera alterou a geometria da superfície de saída de cavacos, reduzindo a resistência da aresta

de corte, consequentemente favorecendo o surgimento de microlascamentos. Desta forma,

uma das causas para o microlascamento visualizado na Figura 51c pode ter sido a fragilidade

da aresta depois da cratera formada, além de ser auxiliado pelo carregamento mecânico dos

carbonetos da microestrutura do material sobre a aresta de corte. Os microlascamentos em

ferramentas de PcBN são mais comuns no torneamento de materiais endurecidos em

superfícies interrompidas. No entanto, estas avarias também foram observadas por Ren et al.

(2001) no torneamento em corte contínuo de uma liga de Fe-Cr-C depositada pelo processo de

soldagem, na qual 50% da microestrutura da camada depositada era formada por carbonetos.

A menor tenacidade das ferramentas CBN 7025 (baixo teor de CBN) comparada às CBN

7050 (alto teor de CBN) (Tabela 5), pode ter contribuído para o surgimento dos

microlascamentos nas arestas da ferramenta CBN 7025 no corte contínuo.

Além do desgaste de cratera e do surgimento de microlascamentos, a topografia do

desgaste de flanco da classe CBN 7025 possui significativas diferenças em relação à classe

CBN 7050. Estas diferenças foram observadas em todas as réplicas dos experimentos, porém

o fenômeno ocorrido na superfície de folga da ferramenta tornou-se mais pronunciado na

aresta mostrada na Figura 52.

109

Figura 52 – Topografia do desgaste na aresta de corte da ferramenta CBN 7025 em corte contínuo

evidenciando desgaste na superfície de folga da ferramenta.

A Figura 52a mostra a topografia do desgaste de flanco da ferramenta da classe CBN

7025 no corte contínuo em outra réplica dos experimentos. A Figura 52b evidencia que apesar

de não ter ocorrido microlascamentos nesta aresta de corte, ocorreu a alteração do ângulo de

saída dos cavacos, fragilizando a aresta de corte. A Figura 52c mostra a ampliação dos sulcos

abrasivos formados na superfície de folga da ferramenta, enquanto que a Figura 52d os mostra

em vista de topo (aplicação da superfície de saída da ferramenta).

Observa-se nas Figura 51a e 51b que as marcas abrasivas na superfície de folga são

maiores e mais profundas comparadas às marcas na ferramenta CBN 7050 em corte contínuo

(ver a Figura 49). Estes canais ou sulcos na superfície de folga têm uma distribuição uniforme

ao longo da aresta de corte, com distância de aproximadamente 60 µm de comprimento (ver a

Figura 52d). O surgimento desta topografia de superfície está relacionado ao mecanismo de

desgaste da abrasão. Uma hipótese para explicar a formação dos sulcos é a contribuição dos

carbonetos fortemente ancorados na microestrutura do material usinado. Como estes

carbonetos são relativamente grandes (maiores que 100 µm em seção transversal da célula

eutética), podem, simultaneamente, entrar em contato com a superfície de folga da ferramenta

110

e continuar ancorados na matriz do material, possuindo rigidez e estrutura para provocar

severas marcas abrasivas na superfície de folga da ferramenta, conforme as mostradas na

Figura 52. Assim, os carbonetos da microestrutura do material ocasionam a dissociação do

material aglomerante com as partículas de CBN da ferramenta, permitindo a formação dos

sulcos no desgaste de flanco. Este processo é facilitado pela elevada temperatura na interface

cavaco-ferramenta, a qual reduz a resistência da ferramenta em função do efeito térmico.

Outro ponto preponderante para esta hipótese é a elevada rigidez e estabilidade dinâmica do

sistema de usinagem utilizado, caso contrário, o impacto dos carbonetos ocasionaria

repentinas avarias na aresta de corte.

Poulachon et al. (2003) observaram morfologias de desgaste similares no torneamento

em corte contínuo do aço-ferramenta AISI D2. Os autores atribuíram a formação dos sulcos

no flanco da ferramenta aos carbonetos presentes na microestrutura do aço AISI D2, como

também relacionaram o comprimento do sulco do desgaste de flanco com os tamanhos dos

carbonetos. Os autores realizaram esta associação devido aos sulcos na superfície de folga da

ferramenta serem formados sobre as marcas abrasivas de menor intensidade na aresta de corte

(ver a Figura 19). Entretanto, Arsecularatne et al. (2006), conforme mostrado na Figura 20,

visualizaram a mesma característica no desgaste nas ferramentas de PcBN no torneamento do

aço-ferramenta AISI D2. Porém, esses autores atribuem os sulcos do desgaste de flanco às

partículas de CBN dissociadas das ferramentas devido à dissolução química do material

aglomerante. A atribuição à topografia do desgaste de flanco sugerida por Arsecularatne et al.

(2006) é pouco provável para esta pesquisa, pois em termos de volume, as partículas de CBN

são insignificantes comparadas às partículas de carbonetos do material usinado, e o tamanho

das partículas de CBN é relativamente pequeno comparado ao tamanho dos sulcos formados

na superfície de folga da ferramenta (Figura 52d).

As severas marcas abrasivas no flanco da ferramenta (sulcos), formadas na classe de

baixo teor de CBN (CBN 7025) no corte contínuo, podem influenciar drasticamente a

rugosidade da superfície usinada, mesmo sendo a região secundária de corte da ferramenta, a

qual não possui sulcos tão profundos (à esquerda da Figura 50 e Figura 52a), a região da

ferramenta com maior parcela na formação da rugosidade. Diante da profundidade das marcas

abrasivas (sulcos) na superfície de folga da ferramenta, é pertinente imaginar que a aresta

secundária de corte não conseguirá remover todos os picos e vales da rugosidade da superfície

usinada formados pelas severas marcas abrasivas (sulcos) da aresta de corte. Diante desta

condição, e comparando a morfologia dos desgastes das ferramentas, a classe CBN 7025 no

111

corte contínuo deve promover maiores valores de rugosidade. A avaliação dos valores de

rugosidade será realizada no item 4.4.1.

Conforme descrito anteriormente, a condição de corte contínuo promove elevada

temperatura na interface cavaco-ferramenta, a qual favorece o aparecimento do mecanismo de

desgaste da difusão. No entanto, o comportamento da microestrutura do material usinado na

interface cavaco-ferramenta não permite a manutenção da zona de aderência, a qual, segundo

Astakhov (2006), Trent e Wright (2000), é uma condição necessária para ocorrer o desgaste

difusivo.

Para as ferramentas da classe de baixo teor de CBN (CBN 7025) no corte contínuo não

foram observados os mecanismos de desgaste da difusão e da adesão. Nesta condição, o único

mecanismo de desgaste observado nas arestas de corte foi a abrasão. Contudo, para esta classe

de ferramenta também foram observadas avarias na forma de microlascamentos nas arestas de

corte.

4.2.3. Arestas de corte da ferramenta CBN 7050 em corte interrompido

A Figura 53 mostra a superfície de saída e folga da ferramenta de PcBN da classe alto

teor de CBN (CBN 7050) utilizada no corte interrompido.

Figura 53 – CBN 7050 em corte interrompido: a) superfície de folga e b)superfície de saída.

Inicialmente, a análise topográfica da superfície de folga (Figura 53a) e da superfície de

saída (Figura 53b) mostra que o desgaste de cratera consumiu por completo o chanfro da

microgeometria da aresta de corte. Além disso, é possível observar que o desgaste de flanco,

ocasionado pelo mecanismo de desgaste da abrasão, está distribuído regularmente ao longo da

região de contato da superfície de folga e da peça. A Figura 53 não mostra evidências de

microlascamentos, e além disso, precisamente na aresta secundária de corte (à esquerda da

112

Figura 53a), os riscos abrasivos apresentam-se encobertos, aparentemente por material da

peça.

Para evidenciar com clareza os mecanismos de desgaste atuantes na aresta de corte,

realizou-se a ampliação da superfície de folga da ferramenta, a qual é apresentada na Figura

54.

Figura 54 – Topografia do desgaste na aresta de corte da ferramenta CBN 7050 em corte interrompido.

Na Figura 54 é possível observar nitidamente as marcas abrasivas na direção da

velocidade de corte, tanto na superfície de folga como na superfície de saída da ferramenta,

caracterizando o mecanismo de desgaste da abrasão. No entanto, as marcas abrasivas

mostradas na Figura 54 são menos intensas comparadas à ferramenta CBN 7050 no corte

contínuo (ver Figura 49). A elevada temperatura gerada durante o corte contínuo promove a

redução de resistência ao desgaste abrasivo da ferramenta, proporcionando atuação mais

severa do mecanismo de desgaste. A consequência desta afirmação é a menor vida para esta

classe de ferramenta ao se comparar o corte contínuo com o corte interrompido.

Apesar da fragilização da aresta de corte em função da alteração do ângulo de saída

visualizada na Figura 54, da fração volumétrica de carbonetos na microestrutura do material

usinado e dos cíclicos choques térmicos e mecânicos aos quais a aresta de corte é submetida,

não foram observados microlascamentos ou quebras. Entretanto, microlascamentos nas

arestas de cortes foram observados por diversos autores no torneamento em corte

interrompido, dentre eles: Pavel et al. (2005), no torneamento do aço AISI 1137 (classe A)

com 48 HRC; Ko e Kim (2001), no torneamento do aço AISI E52100 (classe B) com 60 HRC

e Chou e Evans (1999), no torneamento do aço AISI M50 (classe C). Todos os autores

atribuíram os microlascamentos aos cíclicos choques térmicos e mecânicos impostos à aresta

de corte durante ocorte interrompido.

113

Mesmo com a ampliação da superfície de folga da ferramenta apresentada na Figura

54a, não está claro o que ocorre na região da aresta secundária de corte. Para evidenciar o

fenômeno com maior clareza e verificar qual o material que encobre a região, a Figura 55

mostra a aplicação da região secundária de corte em conjunto com a análise EDS.

Figura 55 – Análise EDS da ferramenta CBN 7050 em corte interrompido na segunda réplica dos experimentos.

A Figura 55 apresenta a análise EDS em dois pontos da superfície de folga da

ferramenta CBN 7050, ambos localizados na região secundária de corte. O ponto 1 está

posicionado sobre um suposto material aderido. Neste ponto, foram detectados elevados

teores de ferro (Fe) e cromo (Cr). Isto indica a presença do mecanismo de desgaste da adesão

devido à elevada presença destes elementos na composição química do material usinado. Em

contrapartida, o ponto 2 foi posicionado diretamente sobre as marcas da ferramenta, no qual

foram detectados elevados teores de Tungstênio (W) e Cobalto (Co), os quais não estão

presentes na composição química do material usinado (ver Tabela 8). É importante ressaltar

que o Boro, também constituinte do substrato, não pode ser quantificado com clareza por esta

técnica em função da massa atômica. O Tungstênio e o Cobalto são elementos químicos

presentes na composição da ferramenta CBN 7050. Para confirmar a presença do desgaste da

adesão, realizou-se a análise EDS na ferramenta utiliza em outra réplica dos experimentos. A

análise é apresentada na Figura 56.

114

Figura 56 – Análise EDS da ferramenta CBN 7050 em corte interrompido na terceira réplica dos experimentos.

A evidência da presença da adesão está novamente mostrada na Figura 56. O ponto 1 da

análise EDS apresenta elevados teores dos elementos químicos cromo (Cr) e ferro (Fe), ou

seja, ambos os elementos estão presentes na composição química do material usinado. No

entanto, no ponto 2 da análise EDS são observados elevados teores de silício (Si) e cobalto

(Co). O silício está presente na composição química do material usinado, porém, em pequenas

quantidades; já quanto ao Cobalto, sugere-se que é o material aglomerante da ferramenta de

alto teor de CBN (CBN 7050). Esta quantificação sugere que esta é uma região de transição

entre adesão de material usinado e substrato da ferramenta.

As Figura 55 e 56 mostram evidências da presença de adesão nas ferramentas de alto

teor de CBN (CBN 7050) no corte interrompido. Segundo Trent e Wright (2000), a adesão

pode ser observada em baixas temperaturas de corte, como no corte interrompido desta

condição. Outro ponto que favorece o aparecimento deste mecanismo de desgaste é a menor

estabilidade química da ferramenta de alto teor de CBN (CBN 7050) em relação à ferramenta

de baixo teor de CBN (CBN 7025).

A constatação do aparecimento da adesão sugere que ocorreu o fenômeno de desgaste

por aderência seguido de arrastamento das partículas de CBN da ferramenta sobre a própria

ferramenta de corte (attrition). Esta é uma hipótese concreta para o surgimento das marcas

115

abrasivas no flanco e na superfície de saída da ferramenta CBN 7050 utilizada em corte

interrompido.

A adesão de material usinado em ferramentas de PcBN no corte interrompido também

foi observado por Ko e Kim (2001), no torneamento do aço AISI E52100 com 60 HRC. No

entanto, os autores não sugerem hipóteses para o aparecimento desta característica. Pavel et

al. (2005) também observaram a adesão no torneamento do aço AISI 1117 com 62 HRC,

contudo, o corte foi realizado em superfícies contínuas. Os autores sugerem que a adesão

protege a ferramenta de corte contra o mecanismo de desgaste da abrasão, porém, favorece a

interação química entre cavaco e ferramenta.

Na ferramenta da classe de alto teor de CBN (CBN 7050) utilizada no corte contínuo, o

principal mecanismo de desgaste foi a abrasão. Neste caso, também notou-se a presença de

adesão de material usinado principalmente na aresta secundária de corte. Apesar dos cíclicos

choques térmicos e mecânicos promovidos pelo corte interrompido, não foram observadas

quebras ou microlascamentos nas arestas de corte.

4.2.4. Arestas de corte da ferramenta CBN 7025 em corte interrompido

A Figura 57 mostra a superfície de saída e folga da ferramenta de PcBN classe CBN

7025 (baixo teor de CBN) utilizada no corte interrompido.

Figura 57 – CBN 7025 em corte interrompido: a) superfície de folga e b) superfície de saída.

Observa-se na Figura 57 que o desgaste de flanco da ferramenta se apresenta distribuído

regularmente ao longo de sua superfície de folga. A Figura 57 também mostra que o desgaste

de cratera consumiu por completo o chanfro de proteção da aresta de corte, fragilizando a

ferramenta e tornando-a propícia a microlascamentos, como os visualizados na Figura 57a e b.

116

Com o objetivo de evidenciar com clareza os mecanismos de desgaste e os microlascamentos,

a Figura 58 mostra a ampliação da aresta de corte da ferramenta CBN 7025.

Figura 58 – Topografia do desgaste na aresta de corte da ferramenta CBN 7025 em corte interrompido.

As marcas abrasivas na direção da velocidade de corte apresentadas na Figura 57 e

amplificadas na Figura 58 indicam que o principal mecanismo de desgaste nas arestas de corte

no corte interrompido foi a abrasão. Nesta condição, não há indícios do aparecimento dos

mecanismos de desgaste da difusão ou da adesão.

As Figura 58b, c e d mostram a ampliação da superfície de folga da ferramenta

evidenciando microlascamentos ocorridos na aresta de corte. Estes microlascamentos

possuem tamanhos muito menores que o visualizado na ferramenta da classe CBN 7025

(baixo teor de CBN) no corte contínuo, conforme mostrado na Figura 51. Para explicar esta

diferença, é necessário observar a aresta de corte remanescente das ferramentas, as quais estão

mostradas na Figura 59.

117

Figura 59 – CBN 7025 - Comparação entre as arestas de corte remanescentes.

A aresta de corte remanescente da classe de baixo teor de CBN (CBN 7025) empregada

no corte interrompido possuiu um aspecto arredondado (maior ângulo de cunha) (Figura 59b),

diferente das demais três condições, que apresentam uma aresta de corte mais aguda, ou seja,

com menor ângulo de cunha (Figura 59a). A aresta de corte arredondada torna a ferramenta

mais robusta contra a propagação de longas trincas, impedindo o aparecimento de

microlascamentos, conforme o observado na Figura 51 e Figura 59a. Outro ponto que

favorece o aparecimento de microlascamentos nas arestas de corte da classe de baixo teor de

CBN (CBN 7025) é que estas ferramentas possuem menores valores de tenacidade quando

comparadas às ferramentas da classe de alto teor de CBN (CBN 7050).

Os microlascamentos na aresta de corte não inviabilizaram a utilização da ferramenta,

pois são menores que o limite de vida (VBB = 0,2 mm). Com base nos resultados desta

pesquisa, do ponto de vista de integridade das ferramentas de usinagem, demonstra-se a

viabilidade de processamento por torneamento com ferramentas de PcBN do ferro fundido

branco de alto cromo (classe D), independente da condição de corte ou da classe da

ferramenta de PcBN utilizada.

4.2.5. Comparação entre as topografias dos desgastes das ferramentas

Esta seção apresentará basicamente um resumo das quatro seções anteriores, com o

objetivo de facilitar a compreensão das diferenças nos mecanismos de desgastes atuantes nas

classes de ferramentas CBN 7025 (baixo teor de CBN) e CBN 7050 (alto teor de CBN) no

corte contínuo e interrompido na usinagem do ferro fundido branco de alto cromo. A Figura

60 apresenta a morfologia dos desgastes das ferramentas nas quatro condições analisadas.

118

Figura 60 – Morfologia e mecanismos de desgaste atuantes nas ferramentas de PcBN no torneamento do ferro

fundido branco de alto cromo.

Apesar de o material usinado possuir elevada fração volumétrica de carbonetos na

microestrutura e ser usinado sob severas condições (corte interrompido em elevados valores

de velocidade de corte (vc) = 200 m/min), não foram observadas quebras nas arestas de corte.

O principal mecanismo de desgaste observado foi a abrasão. Uma exceção foi observada na

ferramenta da classe CBN 7050 no corte interrompido. Neste caso, há evidências de adesão de

material usinado principalmente na aresta secundária de corte. Microlascamentos foram

somente observados nas ferramentas CBN 7025, tanto no corte contínuo como interrompido.

Em nenhuma condição estudada foram visualizadas evidências do mecanismo de desgaste da

difusão. A Tabela 11 apresenta um quadro resumo do desempenho das ferramentas de PcBN

no torneamento do ferro fundido branco.

Tabela 11 – Desempenho das ferramentas de PcBN no torneamento do ferro fundido branco de alto cromo.

Ferramenta de

PcBN

Condição de

Corte

Mecanismos de

desgaste

Avarias Vida

[min]

CBN 7050 Contínuo Abrasão - 7,6 min

CBN 7050 Interrompido Abrasão + Adesão - 10,5 min

CBN 7025 Contínuo Abrasão Microlascamento 25,2 min

CBN 7025 Interrompido Abrasão Microlascamento 10,5 min

119

Sugere-se que o mecanismo de desgaste da abrasão nesta pesquisa foi ocasionado

principalmente pela elevada fração volumétrica de carbonetos na microestrutura do material

usinado. Tais carbonetos promoveram os riscos abrasivos na superfície de folga e saída das

ferramentas de PcBN (YALLESE et al., 2009; POULACHON et al., 2003).

Com base nos fenômenos tribológicos visualizados nas arestas de corte das ferramentas

de PcBN utilizadas no torneamento ferro fundido branco de alto cromo, fazem-se seguintes

considerações correlacionando a vida da ferramenta com os mecanismos de degaste

identificados:

a) Do ponto de vista de vida das ferramentas, esta pode ser melhorada com uma atuação

menos agressiva dos mecanismos de desgaste na aresta de corte. Para as condições adotadas

nesta pesquisa, pode-se aumentar a vida das ferramentas utilizando uma velocidade de corte

menor que (vc) 200 m/min. Com isso, a temperatura de usinagem não atingirá o mesmo

patamar, consequentemente a ferramenta perderá menos resistência em função do efeito

térmico, reduzindo a ação dos mecanismos de desgaste;

b) Do ponto de vista da classe da ferramenta, observa-se que a classe com alto teor de

CBN possui maior tenacidade (ver Tabela 5), na qual não foram observados

microlascamentos nas arestas de corte. Desta forma, com o objetivo de evitar

microlascamentos, a classe com alto teor de CBN (CBN 7050) é a melhor opção, tanto para o

corte contínuo, como para o corte interrompido;

c) Do ponto de vista dos mecanismos de desgaste das ferramentas, o corte interrompido

apresentou um desgaste menos severo. Sugere-se que a atuação do mecanismo de desgaste

abrasivo foi menos intenso no corte interrompido comparado ao corte contínuo devido à

temperatura gerada na interface cavaco-ferramenta. Por outro lado, a maior vida foi obtida

com a ferramenta da classe de baixo teor de CBN (CBN 7025) no corte contínuo. A

ferramenta da classe CBN 7025 possui a adição de uma fase cerâmica, que conforme a Tabela

5, reduz a condutividade térmica e aumenta a estabilidade química destas ferramentas. Estas

características tornam o material mais adequado para suportar a elevada temperatura e as

condições tribológicas geradas durante o corte contínuo.

120

4.3. FORMAÇÃO DO CAVACO

Neste item serão discutidos os mecanismos de formação do cavaco do ferro fundido

branco de alto cromo em operação de torneamento com ferramentas de PcBN. Serão

apresentadas as imagens que melhor representam os fenômenos de formação dos cavacos nas

condições estudadas.

Observou-se, durante os experimentos, alterações no formato dos cavacos, as quais

estão relacionadas com as mudanças na geometria da aresta de corte em função do desgaste de

cratera, conforme descrito no item 4.2. Este alteração na forma dos cavacos também foi

relatada por Poulachon et al. (2003).

Em todas as condições testadas, os cavacos visualizados no torneamento do ferro

fundido branco de alto cromo foram morfologicamente classificados como segmentados. As

morfologias dos cavacos visualizadas nesta pesquisa estão apresentadas na Figura 61.

121

Figura 61 – Morfologia dos cavacos do ferro fundido branco de alto cromo.

122

Os cavacos segmentados, conforme mostrado na Figura 61, são caracterizados pela

nítida formação das lamelas e pelo formato similar aos dentes de uma serra. A formação desta

morfologia de cavaco está relacionada à elevada dureza do material usinado e ao valor de

velocidade de corte utilizado (vc = 200 m/min).

A formação de cavacos segmentados em operações de usinagem foi mostrada por

Poulachon, Moisan e Jawahir (2001) no tornemento com ferramentas de PcBN do aço AISI

52100, e por Dolinsek, Ekinovic e Kopac (2004), no fresamento utilizando ferramentas de

metal duro do aço DIN X63CrMoV5 (similar ao aço AISI D2). Ambos os autores relataram

que tanto a dureza do material usinado como a velocidade de corte influenciam na formação

do cavaco segmentado (ver Figura 21 e 22).

Apesar da elevada fragilidade do ferro fundido branco, a morfologia dos cavacos foi

similar à morfologia de cavacos dos aços endurecidos. No torneamento de aços endurecidos

(dureza > 45 HRC) em operações de acabamento, utilizando ferramentas de cerâmica e PcBN,

é comum identificar a formação dos cavacos segmentados. No entanto, na usinagem de ferros

fundidos cinzentos, por exemplo, ocorre a formação de cavacos descontínuos. Katuku,

Koursaris e Sigalas (2009) observaram cavacos contínuos e segmentados (Figura 23) na

usinagem do ferro fundido nodular austemperado. Os autores relatam que a transição da

morfologia dos cavacos de contínuos para segmentados está relacionada ao incremento nos

valores de velocidade de corte.

Segundo Trent e Wright (2000), a alteração da morfologia do cavaco de contínuo para

segmentado indica a transição da faixa de velocidades de corte convencionais para altas

velocidades. Deste modo, de acordo com a formação do cavaco morfologicamente

classificado como segmentado, indica que a usinagem do ferro fundido branco de alto cromo

utilizando ferramentas de PcBN com (vc) = 200 m/min, foi realizada nos patamares de altas

velocidades de corte.

Pode ser observado nas morfologias dos cavacos apresentados na Figura 61, que a

frequência de formação das lamelas nos cavacos foi irregular. Sugere-se, assim como relatado

por Poulachon et al. (2003), que este fenômeno ocorreu devido à heterogeneidade

microestrutural do material usinado, a qual promoveu a nucleação e a propagação das trincas

no plano de cisalhamento em diferentes posições (diferentes frequências) durante a formação

do cavaco segmentado.

123

Além da hipótese sugerida no parágrafo anterior, segundo Shaw (2005) e Trent e Wright

(2000), a frequência irregular de formação das lamelas também pode estar associada à

presença do cisalhamento termoplástico catastrófico, também conhecido por cisalhamento

adiabático. Com a presença deste fenômeno, associado à heterogeneidade microestrutural do

material usinado, a rotação da lamela do cavaco em relação ao eixo do plano de cisalhamento

(região entre lamelas com elevada taxa de deformação) pode ocorrer em diferentes ângulos,

promovendo a irregularidade na frequência de formação lamelar observada na Figura 61.

Pressupõe-se que na formação dos cavacos segmentados mostrados na Figura 61 ocorreu a

combinação dos dois fenômenos descritos.

A região do cavaco que fica em contato com a superfície de saída da ferramenta (região

inferior da Figura 61) apresenta maior tendência às alterações metalúrgicas devido aos

gradientes de temperatura a partir da interface cavaco-ferramenta. A alteração metalúrgica no

cavaco indica que o mesmo fenômeno pode ocorrer na superfície usinada. Em todos os

cavacos observados em que o torneamento foi realizado com a ferramenta da classe CBN

7025 no corte contínuo, existem indícios de alteração de fase na zona de fluxo do cavaco,

conforme mostrado na Figura 61a. A ferramenta da classe de baixo teor de CBN (CBN 7025)

possui uma fase cerâmica que promove à ferramenta menor condutividade térmica comparada

à ferramenta da classe de alto teor de CBN (CBN 7050). Desta forma, o cavaco e a peça

tendem a absorver maior porção do calor gerado na interface cavaco-ferramenta durante o

corte, favorecendo as alterações metalúrgicas. Já a ferramenta da classe CBN 7050 possui

maior condutividade térmica, e deste modo a ferramenta tende a absorver maior quantidade de

calor comparada à ferramenta da classe CBN 7025, dificultando a alteração de fase na região

de contato do cavaco com a superfície de saída da ferramenta.

A Figura 61h também indica que ocorreram alterações metalúrgicas na área do cavaco

que ficou em contato com a superfície de saída da ferramenta. Contudo, as alterações

observadas possuíram menor intensidade comparadas à Figura 61a. É importante ressaltar que

a Figura 61h mostra o cavaco formado na condição de corte interrompido, na qual a

manutenção da elevada temperatura na interface-cavaco ferramenta fica dificultada.

Entretanto, o fenômeno mais interessante, e menos esperado, ocorrido na formação do

cavaco na usinagem do ferro fundido branco de alto cromo é a quebra (fragmentação) dos

carbonetos de cromo do tipo M7C3. Este fato pode ser observado na Figura 62.

124

Figura 62 – Comparação dos carbonetos antes e após a usinagem.

As Figura 62a e 62b mostram a microestrutura do material antes da usinagem e as

Figura 62c e 62d mostram o material após a usinagem (no cavaco). É nítida a diferença de

tamanho dos carbonetos no material antes e após a usinagem. Na Figura 62a é possível

observar carbonetos maiores que 100 µm, no entanto, nas Figura 62c e d os carbonetos não

ultrapassam 10 µm. A quebra (fragmentação) dos carbonetos durante a formação do cavaco

foi observada em todas as condições de usinagem testadas. Apesar de não serem observadas

diferenças significativas na formação do cavaco, a Figura 62c mostra o cavaco formado a

partir do torneamento em corte contínuo e a Figura 62d a partir do corte interrompido.

Outro aspecto interessante ao se analisar a Figura 62 é que os carbonetos foram

reposicionados na matriz do cavaco com uma direção preferencial de alinhamento, seguindo

aparentemente a direção do plano de cisalhamento. Este fenômeno também foi observado por

Ren et al. (2001). Com o objetivo de mostrar com maior clareza este aspecto, a Figura 63

mostra uma ampliação de uma lamela do cavaco.

125

Figura 63 – Cavaco formando na usinagem do ferro fundido branco de alto cromo (CBN 7050 em corte

interrompido).

A Figura 63 mostra com clareza a quebra e o reposicionamento dos carbonetos na

matriz do cavaco. Estes fenômenos estão relacionados às elevadas taxas de deformações

plásticas e elásticas sofridas pelo material durante a formação do cavaco. A baixa resistência à

fratura dos carbonetos e a temperatura de corte na interface cavaco-ferramenta também

auxiliaram o aparecimento deste fenômeno. Ensaios do tipo quick-stop podem demosntrar

com maiores detalhes a formação do cavaco para condições de torneamento de materiais com

elvada fração volumétrica de corbonetos.

Shaw (2005) descreve que os cavacos segmentados possuem regiões entre lamelas com

elevadas taxas de deformação, e regiões centrais das lamelas com baixa taxa de deformação

(ver Figura 23). Porém, todo o corpo do cavaco mostrado na Figura 63 apresenta elevadas

taxas de deformação, as quais são influenciadas diretamente pela elevada fração volumétrica

de carbonetos na microestrutura do material. Durante a formação dos cavacos, os carbonetos

são quebrados e reorganizados na matriz do material (cavaco), deixando todo o cavaco com

elevadas taxas de deformação. Este fenômeno sugere que foi necessária maior energia para

realizar o corte comparado ao clássico cavaco segmentado mostrado na Figura 23.

A quebra dos carbonetos nos cavacos sugere que o mesmo fenômeno pode ocorrer na

superfície usinada, podendo alterar as propriedades da superfície como a ductilidade, a

resistência à fratura e ao desgaste. Esta pode ser uma vantagem siginificativa para a aplicação

do ferro fundido branco em novos segmentos. A análise da superfície usinada será realizada

no item 4.4.

126

4.4. INTEGRIDADE SUPERFICIAL

A integridade da superfície usinada será discutida através da rugosidade e das alterações

subsuperficiais, as quais serão apresentados a seguir.

4.4.1. Rugosidade

Em todas as condições de corte pesquisadas, os valores de rugosidade na superfície

usinada aumentaram ao longo da vida das ferramentas. Desta forma, serão realizadas análises

estatísticas do perfil da rugosidade gerada pelas ferramentas no início (após o primeiro

intervalo de medição = 2,52 min) e no final da vida das ferramentas.

Para um intervalo de confiança de 90%, os resultados apresentados na Figura 64

demonstram que no início da vida das ferramentas, tanto a condição de corte (corte contínuo e

interrompido) como a classe da ferramenta de PcBN (CBN 7025 e CBN 7050) não possuem

influência significativa para a rugosidade Ra da superfície usinada.

Figura 64 – Análise da rugosidade pelo parâmetro Ra [µm] no início da vida das ferramentas: a) probabilidade

normal dos efeitos; b) interações no planejamento fatorial.

Os resultados mostrados na Figura 64 são esperados, pois, conforme descrito por Javidi,

Rieger e Eichlseder (2008) e por Machado et al. (2009), no início do corte as arestas ainda

não apresentaram alterações geométricas significativas. Desta forma, a rugosidade da

superfície usinada depende preponderantemente dos parâmetros de usinagem e da geometria

da ferramenta, principalmente, o avanço por volta (ƒ) e o raio de ponta da ferramenta (rε).

Apesar de as colunas mostradas na Figura 64b possuírem tamanhos opostos com a

alteração do corte de contínuo para interrompido, as variáveis de entrada do experimento não

influenciam significativamente nos valores de rugosidade Ra no início da vida das

127

ferramentas. Esta análise é confirmada pela probabilidade normal dos efeitos mostrada na

Figura 64a. Na mesma Figura, é possível observar também que todas as condições de

usinagem possuem valores de rugosidade similares, entre 0,30 e 0,36 µm na escala Ra. Estes

valores indicam que todas as superfícies usinadas pertencem à classe de rugosidade N5

(conforme NBR 8404), possuindo as mesmas características de aplicação. Desta forma, todas

as condições pesquisadas promoveram, no início da vida das ferramentas, um valor de

rugosidade similar para o parâmetro Ra (WHITEHOUSE, 2003).

A análise similar para o parâmetro de rugosidade Rz está apresentada na Figura 65.

Figura 65 – Análise da rugosidade pelo parâmetro Rz [µm] no início da vida das ferramentas: a) probabilidade


Baseado na probabilidade normal dos efeitos mostrados na Figura 65, e utilizando um

intervalo de confiança de 90%, pode-se verificar que no início da vida das ferramentas, o

parâmetro de rugosidade Rz possuiu o mesmo comportamento que o parâmetro Ra. Em outras

palavras, os valores de rugosidade para o parâmetro Rz foram similares, entre 1,9 e 2,1 µm.

Desta forma, as variáveis de entrada dos experimentos não possuem influência no início da

vida das ferramentas para o parâmetro de rugosidade Rz.

A Figura 66 mostra as topografias da superfície usinada para as condições estudadas no

início da vida das ferramentas.

128

Figura 66 – Topografias das superfícies usinadas no início da vida das ferramentas.

A Figura 66 mostra o perfil da superfície usinada no início da vida das ferramentas

juntamente com os principais parâmetros de rugosidade a serem analisados. Na mesma figura,

os detalhes em vermelho (E, F, G, H) representam a principal característica do perfil da

rugosidade a ser discutida nos parágrafos posteriores.

129

De uma forma geral, não foram observadas diferenças significativas entre as topografias

das superfícies usinadas no início da vida das ferramentas mostradas na Figura 66, nas quais

também não é possível observar defeitos na superfície.

Apesar de o movimento relativo da operação de torneamento proporcionar a formação

do perfil de rugosidade periódico (ver Figura 27), os detalhes E, F, G e H da Figura 66

mostram uma variação na frequência e, principalmente, amplitude dos picos e dos vales na

superfície usinada. Conforme Waikar e Guo (2008), estas características tornam o perfil da

rugosidade misto (parcialmente periódico). Outro indicador para o surgimento do perfil de

rugosidade misto observado na Figura 66 está relacionado com o parâmetro de rugosidade

RSm. Este parâmetro indica a frequência de formação dos picos e dos vales na superfície

usinada. Devido ao movimento relativo da operação de torneamento, o parâmetro de

rugosidade RSm é formado principalmente pelo valor de avanço por rotação utilizado, neste

caso (ƒ) = 80 µm. Na Figura 66a o parâmetro de rugosidade RSm foi de 30,5 µm, enquanto

nas Figura 66b, c e d, foi de aproximadamente 50 µm. Portanto, sugere-se que a

microestrutura do material usinado, a qual possui elevada fração volumétrica de carbonetos

contribui para a geração do perfil da rugosidade. Após a ação da ferramenta de usinagem, uma

fração dos carbonetos que foram fragmentados durante a formação do cavaco permanece

remanescente na superfície usinada, influenciando no perfil da rugosidade no início da vida

das ferramentas.

Segundo Grzesik (2008a), o fator que ainda limita a aplicação das ferramentas de PcBN

no ambiente industrial é seu elevado custo. Desta forma, tais ferramentas precisam ser

aplicadas até seu limite crítico de vida. Além desse fato, é pertinente ressaltar que nas

operações de acabamento em peças grandes (como cilindros de laminação confeccionados de

ferro fundido branco), um único passe no diâmetro externo destes componentes pode

consumir por completo a vida da ferramenta. Com base nas informações descritas, a avaliação

dos parâmetros de superfície ao final da vida das ferramentas torna-se imprescindível para

entender os fenômenos do processo. A Figura 67 mostra o comportamento da rugosidade Ra

ao final da vida das ferramentas.

130

Figura 67 – Análise da rugosidade pelo parâmetro Ra [µm] ao final da vida das ferramentas: a) probabilidade


Baseado na probabilidade normal dos efeitos para um intervalo de confiança de 90%,

mostrada na Figura 67a, verifica-se que a alteração na condição de corte de contínuo para

interrompido gera um efeito significativo na rugosidade da superfície usinada ao final da vida

da ferramenta. No entanto, também existe uma influência, embora em menor escala, da

interação ente os dois fatores, uma vez que, este ponto, encontra-se afastado da linha da

probabilidade normal cumulativa. Somente como referência, ao se utilizar um intervalo de

confiança de 80%, a interação entre as variáveis utilizadas nos experimentos se torna

significativa.

A influência da condição de corte na rugosidade da superfície usinada foi anteriormente

relatada por Pavel et al. (2005). Os autores observaram maiores valores de rugosidade tanto

no parâmetro Ra como no Rz para as superfícies contínuas quando comparadas às superfícies

interrompidas. No corte contínuo, os autores observaram que os valores de ambos os

parâmetros de rugosidade aumentaram ao longo da vida da ferramenta. Por outro lado, no

corte interrompido, os parâmetros decresceram ao longo da vida da ferramenta devido aos

microlascamentos nas arestas de corte. Este fenômeno na rugosidade da superfície usinada em

corte interrompido também foi observado por Ko e Kim (2001). Vale ressaltar que nesta

pesquisa, para as condições de corte estudadas, os valores de rugosidade em ambos os

parâmetros analisados aumentaram ao longo da vida das ferramentas.

Conforme mostrado na Figura 67b, ao final da vida das ferramentas, o corte

interrompido promoveu melhores acabamentos superficiais avaliados pelo parâmetro Ra. Este

comportamento tem uma relação direta com a topografia do desgaste nas arestas de corte.

Conforme as topografias das arestas desgastadas mostradas na Figura 60, torna-se evidente

131

que a condição de corte contínuo alterou muito mais a geometria da aresta de corte (tanto na

superfície de saída como na superfície de folga), promovendo consequências diretas nos

valores de rugosidade.

Para a condição de corte interrompido, a rugosidade da superfície usinada ao final da

vida das ferramentas das classes CBN 7025 (baixo teor de CBN) e CBN 7050 (alto teor de

CBN) mantiveram-se dentro da classe N6 (até 0,8 µm na escala Ra). No entanto, no corte

contínuo, as ferramentas da classe CBN 7050 alcançaram valores de rugosidade Ra

correspondentes à zona de transição entre o limite da classe N6 e o início da classe N7. O

perfil da rugosidade gerado pela ferramenta CBN 7025 em corte contínuo está na classe de

rugosidade N7, a qual migrou duas classes N5 para N7 ao longo da vida desta ferramenta.

Estes resultados são diferentes dos encontrados por Yallese et al. (2004). Os autores

realizaram a usinagem do aço-ferramenta AISI D3 no corte contínuo e relataram que as

ferramentas de classe com baixo teor de CBN promovem menores valores de rugosidade nas

superfícies usinadas. A classe de rugosidade N6 corresponde aos típicos valores de rugosidade

Ra encontrados por diversos autores ao final da vida das ferramentas, dentre eles: Bouacha et

al. (2009), no torneamento ferramenta de baixo teor de CBN do aço AISI 52100 (classe B)

com 64 HRC; Ko e Kim (2001), na usinagem em corte interrompido com ferramentas de alto

e baixo teor de CBN do aço AISI E52100 (classe B) com 62 HRC; Yallese et al. (2004), no

torneamento do aço AISI D3 (classe C) com ferramentas de baixo teor de CBN.

Os valores de rugosidades apresentados nesta pesquisa para a ferramenta da classe de

baixo teor de CBN (CBN 7025) no corte contínuo podem ser relacionados com a topografia

do desgaste desta ferramenta. Conforme discutido no item 4.2.2., esta ferramenta possuiu

marcas abrasivas profundas (sulcos) na superfície de folga. Deste modo, sugere-se que para

esta condição, a topografia do desgaste na aresta, principalmente os sulcos formados no flanco

da ferramenta contribuíram para os elevados valores de rugosidade encontrados (classe N7).

A influência do desgaste das ferramentas nos parâmetros de rugosidade foi anteriormente

relatada por Oliveira, Diniz e Ursolino (2009), Penalva et al. (2002), Yallese et al. (2009) e

por Grzesik (2008b).

A Figura 68 apresenta as topografias das superfícies usinadas ao final da vida das

ferramentas nas condições analisadas. Estas topografias mostram defeitos na superfície

usinada conforme conceituados na Figura 26.

132

Figura 68 – Topografia da superfície ao final da vida da ferramenta.

133

A Figura 68 mostra o perfil da superfície usinada no final da vida das ferramentas

juntamente com os principais parâmetros de rugosidade a serem analisados. Na mesma figura,

identificam-se picos acentuados no perfil da rugosidade.

Conforme a definição dos parâmetros de rugosidade descritos no item 2.5.1., os

acentuados picos no perfil da rugosidade mostrados na Figura 68 influenciam diretamente os

parâmetros de rugosidade Rz e Rt. Desta forma, os resultados para o parâmetro de rugosidade

Rz são fortemente influenciados pelo defeito do perfil da rugosidade, por este motivo o

parâmetro de rugosidade Rz não será discutido através de análises estatísticas. Vale ressaltar

que estes picos acentuados não foram visualizados na Figura 68d. No entanto, para a

superfície usinada pela ferramenta CBN 7050 em corte interrompido, as análises da

rugosidade pelo o parâmetro Rz durante os experimentos mostraram o mesmo comportamento

que as demais condições.

Apesar dos acentuados picos no perfil nas topografias das superfícies usinadas

apresentadas na Figura 68, os perfis da rugosidade apresentam uma simétrica e periódica

variação dos picos e dos vales, caracterizando assim um perfil de rugosidade periódico. Um

importante indicador que suporta este fenômeno é a observação do parâmetro de rugosidade

RSm que, nesta condição, apresenta-se similar ao avanço utilizado (ƒ = 80 µm).

Comparando as Figura 66 e 68 fica evidente que, em todas as condições estudadas, o

perfil da rugosidade sofreu alteração do início para o fim da vida das ferramentas. Sugere-se

que tal alteração foi proporcionada pelos mecanismos de desgaste das arestas de corte. A

perda de material da ferramenta em função do desgaste de flanco e cratera da aresta de corte

proporciona maior área de contato entre a ferramenta e a peça usinada. Portanto, nestas

condições os carbonetos da microestrutura do material não são cisalhados com a mesma

eficiência se comparado ao início do corte. Este fato promove uma tendência à fragmentação

e compressão dos carbonetos entre a peça e a superfície de folga da ferramenta, acarretando

picos na topografia das superfícies usinadas, conforme mostrado a Figura 68.

Além da influência na formação dos picos nos perfis das rugosidades (conforme a

Figura 68), estas condições de corte podem provocar severas alterações microestruturais na

camada abaixo da superfície usinada. Estas alterações podem, ainda, ser agravadas com a

elevada temperatura gerada durante a formação do cavaco. As alterações microestruturais na

superfície usinada são abordadas no item 4.4.2.

134

Outro ponto pertinente a ser ressaltado com a análise da Figura 68 são os valores da

rugosidade no parâmetro Rt. Este parâmetro é a soma da maior altura do pico com a maior

profundidade do vale no perfil da rugosidade dentro do comprimento analisado. Conforme

Abrão e Aspinwall (1996), o parâmetro de rugosidade Rt é um importante indicador de

resistência à fadiga dos componentes.

Do ponto de vista da rugosidade da superfície usinada, os valores obtidos no

torneamento em corte contínuo e interrompido do ferro fundido branco utilizando ferramentas

de PcBN são compatíveis com diversas aplicações. Agostinho, Rodrigues e Lirani (1977),

descrevem alguns exemplos de aplicação para os padrões de rugosidade visualizados nesta

pesquisa. Segundo os autores, o padrão de rugosidade N5 é aplicado a superfícies de guias de

elementos de precisão, a guias e mesas de máquinas-ferramenta, aos flancos de engrenagens,

dentre outros. Já o padrão de rugosidade N6 é aplicado a válvulas de esfera e a tambores de

freio etc. Por fim, dentre outras aplicações o padrão de rugosidade N7 é aplicado em cabeças

de pistão e em assentos de rolamentos para eixos com carga pequena.

Com a qualidade da superfície usinada no ferro fundido branco de alto cromo

visualizada nesta pesquisa e a viabilidade de torneamento, evidenciada com a vida e os

mecanismos de desgaste nas ferramentas, permite um novo horizonte de pesquisas para

ampliar a área de atuação do material estudado, podendo substituir materiais menos

resistentes como o ferro fundido nodular, até mesmo os ferros fundidos cinzentos e os aços-

ferramenta (dependendo das aplicações).

A rugosidade da superfície usinada ao final da vida da ferramenta pode ainda ser

melhorada. Para isso, será necessário realizar estudos na aplicação de ferramentas de

torneamento com geometrias alisadoras, ou com geometrias redondas, as quais possuem

maior área de contato da região secundária de corte (parte da aresta de corte com maior

importância na formação da rugosidade) com o material usinado. Desta forma, poder-se-ia

verificar a manutenção da classe de rugosidade menor que N6 ao final da vida das

ferramentas. Além disso, se for visualizada a aplicação do ferro fundido branco em

componentes que necessitam de classes de rugosidade no nível de N3 ou N4, pode-se

pesquisar a utilização do processo de super acabamento por cinta abrasiva, a qual removerá os

picos acentuados formados no perfil da rugosidade (ver Figura 68), melhorando

consideravelmente a rugosidade da superfície e a resistência à fadiga devido aos consequentes

menores valores de rugosidade no parâmetro Rt (ABRÃO e ASPINWALL, 1996).

135

4.4.2. Alteração microestrutural

A análise metalográfica dos cavacos é um indicador dos fenômenos ocorridos durante a

ação da aresta de corte na superfície usinada. No entanto, apenas com a análise dos cavacos

não é possível afirmar tais alterações. Deste modo, é necessário analisar diretamente as

camadas subsuperficiais usinadas. A Figura 69 mostra micrografias das subsuperfícies

torneadas para cada condição pesquisada.

Figura 69 – Alterações microestruturais ocasionadas pela ferramenta CBN 7025.

Conforme pode ser verificado na Figura 69, alterações nas camadas subsuperficiais são

promovidas em todas as condições de torneamento pesquisadas. As Figura 69a e 69c mostram

as alterações promovidas pela ação da aresta de corte no início da vida das ferramentas, e as

Figura 69b e d mostram as alterações promovidas pela aresta de corte ao final da vida das

ferramentas.

136

Analisando a parte superior das Figura 69a e 69c, é nítida a observação na interrupção

da continuidade dos carbonetos, indicando que estes foram cisalhados. A diferença de

tamanho nos carbonetos das Figura 69a e c é devido à disposição da célula eutética na região

analisada. Na Figura 69a, a célula eutética está disposta em sentido transversal e na Figura

69c, está sendo mostrada em vista de topo (ver a Figura 6). Deste modo, não é possível

identificar diferenças significativas entre as condições de corte contínuo e interrompido para

as ferramentas da classe CBN 7025 no início da vida das ferramentas.

Contudo, significativas diferenças são observadas comparando as alterações promovidas

pela aresta de corte da ferramenta CBN 7025 no início e no final da vida. A Figura 69a mostra

as alterações promovidas no corte contínuo no início da vida da ferramenta. Nesta figura, as

arestas de corte ainda não tiveram alterações geométricas significativas. Deste modo, durante

o corte, os carbonetos são cisalhados com eficiência. Por outro lado, a Figura 69b mostra as

alterações promovidas ao final da vida das ferramentas. Nesta figura, os carbonetos foram

fragmentados em uma camada com profundidade de aproximadamente 10 µm abaixo da

superfície usinada. Para entender o mecanismo desta alteração é necessário compreender que

a aresta de corte no final da vida possuiu uma gradativa perda de material (ver Figura 60),

promovendo então, maior área de contato da superfície de folga com a peça. Esses fatores

dificultam o cisalhamento dos carbonetos, os quais são fragmentados e reorganizados na

matriz do material.

No corte interrompido utilizando a ferramenta da classe CBN 7025 (baixo teor de

CBN), a alteração na camada abaixo da superfície usinada fica ainda mais nítida comparando

o início (Figura 69c) com o final da vida da ferramenta (Figura 69d). Conforme a Figura 69c,

no início do corte, quando as arestas não sofreram alterações geométricas significativas,

observa-se o cisalhamento dos carbonetos. No entanto, na Figura 69d, verifica-se nitidamente

que os carbonetos foram fragmentados e reorganizados em uma camada com profundidade de

aproximadamente 10 µm da superfície usinada. Como a manutenção da elevada temperatura

na interface cavaco-ferramenta no corte interrompido fica dificultada (ver item 2.4.3.), sugere-

se que as intensas alterações observadas nas Figura 69b e d foram promovidas principalmente

pelas deformações elásticas e plásticas sofridas pelo material usinado durante o processo de

formação dos cavacos.

A alteração na superfície usinada verificada nesta pesquisa não é um fenômeno

exclusivo da ferramenta da classe de baixo teor de CBN (CBN 7025). Tais alterações também

137

foram identificadas na superfície usinada com a ferramenta da classe de alto teor de CBN

(CBN 7050), conforme mostra a Figura 70.

Figura 70 – Alterações microestruturais ocasionadas pela ferramenta CBN 7050.

As Figura 70a e 70c mostram as alterações promovidas pela ação da aresta de corte da

ferramenta da classe CBN 7050 (alto teor de CBN) no início da vida das ferramentas, tanto no

corte contínuo como no corte interrompido. Enquanto as Figura 70b e d mostram as alterações

nas camadas subsuperficiais promovidas pela aresta de corte da ferramenta CBN 7050 ao final

da vida das ferramentas. Analisando a Figura 70 e comparando-a com a Figura 69 verifica-se

que ocorreram os mesmos fenômenos em relação à alteração microestrutural da camada

abaixo da superfície usinada, para os dois tipos de corte como para o início e final da vida.

Os resultados encontrados na literatura que mais se assemelham às alterações

microestruturais visualizadas nesta pesquisa foram apresentados por Javidi, Rieger e

138

Eichlseder (2008), na usinagem do aço DIN 34CrNiMo6 no estado temperado e revenido. Os

autores observaram alterações microestruturais de origem mecânica na superfície usinada, as

quais foram promovidas pelas deformações plásticas e elásticas durante a formação do

cavaco. Estas deformações foram caracterizadas em uma profundidade de 3 a 4 µm abaixo da

superfície usinada. Por outro lado, o material usinado por Javidi, Rieger e Eichlseder (2008) é

correspondente à classe A, e as alterações microestruturais se assemelham somente pelo fato

de serem promovidas pelas deformações plásticas e elásticas do processo de formação de

cavacos. Além disso, só podem ser associadas a esta pesquisa nas deformações promovidas ao

final da vida das ferramentas (Figura 69 e 70).

Outro fenômeno observado na literatura sobre as alterações microestruturais são efeitos

térmicos na superfície após o corte (Chou e Song, (2004) e Smith (2008)). As alterações

podem ser visualizadas na Figura 33. No entanto, apesar da elevada temperatura gerada

principalmente durante o corte contínuo, conforme evidência mostrada com a presença da

zona de fluxo na análise do cavaco mostrada na Figura 61b, não foi possível identificar pelo

método de microscopia óptica as alterações de fases nas camadas subsuperficiais usinadas.

Com base nos resultados mostrados nas Figura 69 e 70 e comparados aos resultados

encontrados na literatura, verifica-se que as alterações microestruturas promovem uma

oportunidade de pesquisa sobre a superfície usinada do ferro fundido branco de alto cromo,

uma vez que esta pesquisa pode apresentar maiores vantagens da utilização do torneamento de

materiais com elevada fração volumétrica de carbonetos em determinadas aplicações.

Estudos sobre as alterações microestruturais nas camadas subsuperficiais usinadas,

principalmente relacionadas à alteração na morfologia dos carbonetos, conforme as

visualizadas no final da vida das ferramentas nas Figura 69 e 70 são relevantes, pois a

superfície usinada pode fornecer características de aços-ferramenta, como os aços AISI D2.

Neste caso, poder-se-ia verificar a aplicação do ferro fundido branco em substituição aos

aços-ferramenta para trabalho a frio, pois o ferro fundido branco é um material obtido

diretamente pelo processo de fundição e pode apresentar uma melhor relação custo-benefício.

Outro ponto pertinente a ser ressaltado é a pesquisa sobre a nucleação e propagação de

microtrincas na superfície usinada, devido à condição de usinagem extrema em que o ferro

fundido branco foi submetido.

A fragmentação dos carbonetos nas camadas subsuperficiais usinadas observada apenas

no final da vida das ferramentas, conforme as Figura 69b e d e 70b e d, sugere-se que para

139

provocar tal alteração já no início do corte, pode-se utilizar uma geometria de ferramenta

redonda ou alisadora. Tais geometrias de ferramentas promoveriam maior área de contato da

região secundária de corte (parte da aresta que promove elevada pressão específica de corte)

com o material usinado, favorecendo a quebra dos carbonetos pelas deformações plásticas e

elásticas originadas durante a formação do cavaco. Esta condição também pode melhorar a

rugosidade da superfície usinada, pois a região secundária de corte também é a área da aresta

com maior parcela na formação da rugosidade da superfície.

Conforme anteriormente discutido no item 4.4.1, é possível verificar que nas Figura 69a

e c e 70a e c para o início da vida das ferramentas, a superfície usinada apresenta aspecto

irregular. Tal aspecto pode estar relacionado ao cisalhamento seguido de extração dos

carbonetos da superfície usinada. No entanto, também se sugere que tal fenômeno foi

agravado durante a preparação das amostras para análise metalográfica da região afetada, pois

os carbonetos das superfícies que não estavam profundamente ancorados a matriz do material,

foram arrancados durante o processo de lixamento e polimento. É pertinente ressaltar que as

etapas de preparação do corpo-de-prova não influenciam nas análises de rugosidade.

Gundlach (1988) descreve que os ferros fundidos brancos são materiais geralmente

usinados pelo processo de retificação devido às dificuldades impostas pela dureza e elevada

presença de carbonetos na microestrutura sobre as ferramentas de usinagem com geometria de

corte definida. Tal dificuldade foi a principal motivação para o desenvolvimento desta

pesquisa. Assim, demosntrou-se que utilizando parâmetros de usinagem e rigidez adequada do

sistema de usinagem é possível atingir satisfatórios valores de vida das ferramentas. No

entanto, ainda são necessários estudos sobre a geometria de corte ideal a ser utilizada e as

alterações microestruturais na superfície usinada. É importante ressaltar que os equipamentos,

parâmetros de usinagem e os fenômenos descritos nesta pesquisa podem ser aplicados a uma

ampla gama de materiais similares, principalmente os que possuem elevada fração de

carbonetos na microestrutura.

5. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Baseado nos resultados obtidos durante os experimentos de torneamento do ferro

fundido branco de alto cromo, utilizando classes de ferramentas com alto e baixo teor de CBN

no corte contínuo e interrompido, apontam-se as seguintes conclusões:

a) A classe ferramenta de baixo teor de CBN (CBN 7025) promoveu o melhor

desempenho no torneamento do ferro fundido branco no corte contínuo. Enquanto que no

corte interrompido, ambas as classes ferramentas de PcBN (CBN 7025 e CBN 7050)

apresentaram resultados similares;

b) Não foram observadas quebras ou lascamentos nas arestas de corte de PcBN,

mostrando que tanto as ferramentas como a preparação utilizada nos experimentos possuem

rigidez o suficiente para realizar a usinagem em operações de acabamento no ferro fundido

branco com alto teor de cromo (classe D);

c) O principal mecanismo de desgaste observado foi a abrasão, no entanto, a adesão foi

observada na classe de ferramenta alto teor de CBN (CBN 7050) no corte interrompido.

Microlascamentos foram somente observados nas ferramentas da classe de baixo teor de CBN

(CBN 7025), tanto no corte contínuo como interrompido. Em nenhuma condição estudada

foram visualizadas evidências do mecanismo de desgaste da difusão;

d) O mecanismo de desgaste da abrasão foi ocasionado principalmente pelos carbonetos

de cromo do tipo M7C3 da microestrutura do material usinado;

e) Em todas as condições de usinagem foram observados cavacos morfologicamente

classificados como segmentados, nos quais toda lamela demonstra elevada taxa de

deformação. Os carbonetos de cromo do tipo M7C3 da microestrutura do material usinado

foram fragmentados e reorganizados na matriz do cavaco obedecendo à direção do plano de

cisalhamento;

f) A rugosidade ao final da vida das ferramentas manteve-se dentro do padrão de

rugosidade N6 (até 0,8 µm na escala Ra), exceto pela ferramenta de baixo teor de CBN (CBN

7025) em corte contínuo, na qual a topografia do desgaste da ferramenta proporcionou a

elevação do parâmetro de rugosidade Ra para a classe N7;

g) Severas alterações microestruturais na camada abaixo da superfície usinada foram

observadas, principalmente ao final da vida das ferramentas, na qual os carbonetos da

141

microestrutura do material usinado foram fragmentados e reorganizados na matriz do

material.

SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Apresenta-se como sugestões para trabalhos futuros:

- Realizar ensaios do tipo quick-stop com o objetivo de evidenciar a quebra e o

reposicionamento dos carbonetos do ferro fundido branco pelas deformações plásticas e

elásticas durante o processo de formação dos cavacos.

- Estudar a superfície usinada do ferro fundido branco com diferentes geometrias de

ferramentas, como as geometrias redondas e alisadoras, além de caracterizar as alterações

microestruturais nas camadas abaixo da superfície usinada.

- Avaliar a influência da matriz perlítica e martensítica do ferro fundido branco na vida

e nos mecanismos de desgaste nas arestas das ferramentas de PcBN. Esta condição pode

eliminar etapas de tratamento térmico no processamento deste material.

- Avaliar o comportamento do ferro fundido branco no processo de usinagem de

fresamento.

- Avaliar o comportamento do acabamento superficial do ferro fundido branco nas

operações de retificação.

- Avaliar o desempenho do ferro fundido branco em substituição a outros materiais de

engenharia.

6. REFERÊNCIAS

[1] AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS. ASME B46.1:2002;

Surface texture (Surface Roughness, Waviness, and Lay): New York, 2002.

[2] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR ISO 4287:2002;

Especificação geométrica do Produto (GPS) – Rugosidade: Método do Perfil – Termos,

definições e parâmetros da rugosidade. Rio de Janeiro: ABNT. 2002.

[3] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 8404:1984;

Indicações do estado de superfícies em desenhos técnicos. Procedimentos. Rio de Janeiro,

ABNT. 1984.

[4] ASSOCIAÇÃO BRANSILERIA DE NORMAS TÉCNCIAS. NBR 6507-1:2008,

Materiais metálicos - Ensaio de dureza Vickers (Parte 1 - Método de Ensaio). Rio de

Janeiro. ABNT. 2008.

[5] ABRÃO, A. M.; ASPINWALL, D. K. The surface integrity of turned and ground

hardened bearing steel. Wear, v. 196, p. 279-284, 1996.

[6] AGOSTINHO, O. L.; RODRIGUES, A. C. D. S.; LIRANI, J. Tolerâncias, ajustes,

desvios e análise de dimensões. São Paulo: Blucher, 1977.

[7] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM E 140: 2005 -

Standard Hardness Coversion Tables for Metals – Relationship among Brinell

Hardness, Vickers Hardness, Rockwell Hardness, Superficial Hardness, Knoop

Hardness and Scleroscope Hardness. ASTM International, 2005.

[8] AMERICAN SOCIETY MECHANICAL. Casting Design and Performance. ASM

International, 2008. 264p.

[9] ANGSERYD, J. et al. Detailed microstructure of a cBN based cutting tool material.

International Journal of Refractory Metals & Hard Materials, v. 27, p. 249-255, 2009.

[10] ARSECULARATNE, J. A. et al. On machining of hardened AISI D2 steel with PCBN

tools. Journal of Materials Processing Technology, v. 171, p. 244-252, 2006.

[11] ASTAKHOV, V. P. Tribology of Metal Cutting. 1. ed. Elsevier, 2006.

143

[12] BARRY, J.; BYRNE, G. Cutting tool wear in the machining of hardened steels Part I:

alumina/TiC cutting tool wear. Wear, v. 247, p. 139-151, 2001.

[13] BERNS, H.; THEISEN, W. Ferrous Materials - Steel and Cast Iron. Springer,

2008.

[14] BOING, D.; OLIVEIRA, A. J. D.; BECKERT, S. F. Influência do tratamento

térmico no aço-ferramenta AISI H13 em operação de fresamento com ferramenta de

metal duro. VI CONGRESSO NACIONAL DE ENGENHARIA MECÂNICA. Campina

Grande - Paraíba - Brasil. 2010. 9p.

[15] BOUACHA, K. et al. Statistical analysis of surface roughness and cutting forces using

response surface methodology in hard turning of AISI 52100 bearing steel with CBN tool.

International Journal of Refractory Metals & Hard Materials, v. 28, p. 349-361, 2010.

[16] BRAMFITT, B. L.; LAWRENCE, S. J. Metallography and Microstructures of Carbon

and Low-Alloy Steels. In: HANDBOOK, A. M. Metallography and Microstructures.

American Society for Metals, v. 9, p. 608-626, 2004.

[17] CHIAVERINI, V. Aços e ferros fundidos. 7 ed. ampl. e rev. ed. São Paulo:

Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais, 2002.

[18] CHOU, Y. K.; EVANS, C. J. Cubic boron nitride tool wear in interrupted hard cutting.

Wear, v. 225-229, p. 234-245, 1999.

[19] CHOU, Y. K.; EVANS, C. J.; BARASH, M. M. Experimental investigation on CBN

turning of hardened AISI 52100 steel. Journal of Materials Processing Technology, v. 124,

p. 274-283, 2002.

[20] CHOU, Y. K.; SONG, H. Tool nose effects on finish hard turning. Journal of

Materials Processing Technology, v. 148, p. 259-268, 2004.

[21] COLPAERT, H. Metalografia dos produtos siderúrgicos comuns. 4. ed. São Paulo:

Edgard Blucher, 2008.

[22] DINIZ, A. E.; MARCONDES, C. F.; COPPINI, N. L. Tecnologia da Usinagem dos

Materiais. 6. ed. São Paulo: Artliber, 2008.

144

[23] DINIZ, A. E.; MARTINS, D. G.; BRAGHINI JR., A. Turning of hardened steel with

interrupted and semi-interrupted cutting. Journal of Materials Processing Technology, v.

159, p. 240–248, 2005.

[24] DINIZ, A. E.; OLIVEIRA, A. J. D. Hard turning of interrupted surfaces using CBN

tools. Journal of Materials Processing Technology, v. 195, p. 275-281, 2008.

[25] DOLINSEK, S.; EKINOVIC, S.; KOPAC, J. A contribution to the understanding of

chip formation mechanism in high-speed cutting of hardened steel. Journal of Materials

Processing Technology, v. 157-158, p. 485-490, 2004.

[26] FARHAT, Z. N. Wear mechanism of CBN cutting tool during high-speed machining

of mold steel. Materials Science and Engineering, v. A361, p. 100-110, 2003.

[27] FRANCO JUNIOR, A. R. Obtenção de revestimentos dúplex por nitretação a

plasma e PVD-TiN em aços ferramenta AISI D2 e AISI H13. 2003. 178p. Tese

(Doutorado) - Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, São Paulo.

[28] GAITONDE, V. N. et al. Machinability investigations in hard turning of AISI D2 cold

work tool steel with conventional and wiper cereamic inserts. Int. Journal of Refractory

Metals & Hard Materials, v. 27, p. 754-763, 2009.

[29] GRZESIK, W. Advanced Machining Processes of Metallic Materials - Theory,

Modelling and Applications. Elsevier, 2008a.

[30] GRZESIK, W. Influence of tool wear on surface roughness in hard turning using

differently shaped ceramic tools. Wear, v. 265, p. 327-335, 2008b.

[31] GUNDLACH, R. B. ASM Metals Handbook - Casting. 9. ed., v. 12, 1988. p. 678-685.

[32] GUNNBERG, F.; ESCURSELL, M.; JACOBSON, M. The influence of cutting

parameters on residual stresses and surfaces topography during hard turning of 18MnCr5 case

carburised steel. Journal of Materials Processing Technology, v. 174, p. 82-90, 2006.

[33] GUO, Y. B.; SAHNI, J. A comparative study of hard turned and cylindrically ground

white layers. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 44, p. 135-145,

2004.

145

[34] HUANG, Y.; LIANG, S. Y. Effect of cutting conditions on tool performance in CBN

hard turning. Journal of Manufacturing Process, v. 7, p. 10-16, 2005.

[35] INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZATION. ISO 1302:2002.

Geometrical product specification (GPS) – Indication of surface texture in technical

product documentation. German version EN ISO 1302:2002. Berlin, 2002.

[36] JAVIDI, A.; RIEGER, U.; EICHLSEDER, W. The effect of machining on the surface

integrity and fatigue. International Journal of Fatigue, v. 30, p. 2050-2055, 2008.

[37] KATUKU, K.; KOURSARIS, A.; SIGALAS, I. Wear, cutting forces and chip

characteristics when dry turning ASTM Grade 2 austempered ductile iron with PcBN cutting

tools under finish conditions. Journal of materials Processing Technology, v. 209, p. 2412-

2420, 2009.

[38] KATUKU, K.; KOURSARIS, A.; SIGALAS, I. Wear mechanisms of PcBN cutting

tools when dry turning ASTM grade 2 austempered ductile iron under finishing conditions.

Wear, v. 268, p. 294-301, 2010.

[39] KISHAWAY, H. A.; ELBESTAWI, M. A. Effects of process parameters on material

side flow during hard turning. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v.

39, p. 1017–1030, 1999.

[40] KLOCKE, F.; BRINKSMEIER, E.; WEINERT, K. Capability profile of hard cutting

and grinding processes. CIRP Annals - Manufacturing Technology, v. 54, p. 22-45, 2005.

[41] KLOCKE, F.; KRATZ, H. Advanced tool edge geometry for high precision hard

turning. CIRP Annals - Manufacturing Technology, v. 54, p. 47-50, 2005.

[42] KO, T. J.; KIM, H. S. Surface integrity and machineability in intermittend hard

turning. The Internactional Journal of Advanced Manufacturing Technology, v. 18, p.

168-175, 2001.

[43] KUNDRÁK, J. et al. Accuracy of hard turning. Journal of Materials Processing

Technology, v. 202, p. 328-338, 2008.

[44] KURT, A.; SEKER, U. The effect of chamfer angle of polycrystalline cubic boron

nitride cutting tool on the cutting forces and the tool stresses in finishing hard turning of AISI

52100 steel. Materials & Design, v. 26, p. 351-356, 2005.

146

[45] LAHIFF, C.; GORDON, S.; PHELAN, P. PCBN tool wear modes and mechanisms in

finish hard turning. Robotics and Computer-Integrated Manufacturing, v. 23, p. 638-644,

2007.

[46] LAIRD, G.; GUNDLACH, R.; ROHRIG, K. Abrasion - resistant cast iron

handbook: American Foundry Society, 2000.

[47] LALWANI, D. I.; MEHTA, N. K.; JAIN, P. K. Experimental investigations of cutting

parameters influence on cutting forces and surface roughness in finish hard turning of

MDN250 steel. Journal of Materials Processing Technology, v. 206, p. 167-179, 2008.

[48] LIMA, J. G. E. A. Hard turning: AISI 4340 high strength low alloy steel and AISI D2

cold work tool steel. Journal of Materials Processing Technology, v. 169, p. 388-395, 2005.

[49] LIN, H. M.; LIAO, Y. S.; WEI, C. C. Wear behaviour in turning high hardness alloy

steel by CBN tool. Wear, v. 264, p. 679-684, 2008.

[50] LUO, S. Y.; LIAO, Y. S.; TSAI, Y. Y. Wear characteristics in turning high hardness

alloy steel by ceramic and CBN tools. Journal of Materials Processing Technology, v. 88,

p. 114-121, 1999.

[51] MACHADO, Á. R. et al. Teoria da Usinagem dos Materiais. 1. ed. São Paulo:

Edgard Blucher, 2009.

[52] MARU, M. M. Estudo do desgaste e atrito de um par metálico sob deslizamento

lubrificado. 2003. 254p. Tese (Doutorado) - Escola Politécnica da Universidade de São

Paulo. São Paulo.

[53] MELO, G. H. T. D. Ferros fundidos brancos ligados - metalurgia, processos e

aplicações. SENAI-DR MG, 2001. 94p.

[54] METALS HANDBOOK. Properties and Selection: Irons, Steels, and High-

Performance Alloys. American Society form Metals, v. 1, 1993.

[55] OLIVEIRA, A. J. D. Análise do desgaste de ferramentas no Fresamento com Alta

Velocidade de aços endurecidos. 2007. 232p. Tese (Doutorado) - Universidade Estadual de

Campinas, Campinas.

147

[56] OLIVEIRA, A. J. D.; DINIZ, A. E.; URSOLINO, J. D. Hard turning in continuous and

niterrupted cut with PCBN and whisker-reinforced cutting tools. Journal of Materials

Processing Technology, v. 209, p. 5262-5270, 2009.

[57] PAVEL, R. et al. Effect of tool wear on surface finish for a case of continuous and

interrupted hard turning. Journal of Materials Processing Technology, v. 170, p. 341-349,

2005.

[58] PENALVA, M. L. et al. Effect of Tool Wear on Roughness in Hard Turning. CIRP

Annals - Manufacturing Technology, v. 51, p. 57-60, 2002.

[59] POULACHON, G. et al. The influence of the microstructure of hardened tool steel

workpiece on the wear of PCBN cutting tools. International Journal of Machine tools &

Manufacture, v. 43, p. 139-144, 2003.

[60] POULACHON, G. et al. Wear behavior of CBN tools while turning various hardened

steels. Wear, v. 256, p. 302-310, 2004.

[61] POULACHON, G.; MOISAN, A.; JAWAHIR, I. S. Tool-wear mechanisms in hard

turning with polycrystalline cubic boron nitride tools. Wear, v. 250, p. 576-586, 2001.

[62] PRETI, O. Caracterização das ligas de ferro fundido branco resistentes a abrasão

segundo a norma ASTM A 532 no estado bruto de fundição. 2004. 156p. Dissertação

(Mestrado) - Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis.

[63] QIAN, L.; HOSSAN, M. R. Effect on cutting force in turning hardened tool steels.

Journal of Materials Processing Technology, v.191, p. 274–278, 2007.

[64] RECH, J.; MOISAN, A. Surface integrity in finish hard turning of case-hardened

steels. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 43, p. 543-550, 2003.

[65] REN, X. J. et al. Machining of high chromium hardfacing materials. Journal of

Materials Processing Techology, v. 115, p. 423-429, 2001.

[66] ROBERTS, G.; KRAUSS, G.; KENNEDY, R. Tool Steels. 2. ed.: ASM International,

1998.

148

[67] SAHIN, Y. Comparison of tool life between ceramic and cubic boron nitride (CBN)

cutting tools when machining hardened steels. Journal of Materials Processing Technology,

v. 209, p. 3478-3489, 2009.

[68] SANDVIK COROMANT. Catálogo Principal. Catálogo. São Paulo, 2009.

[69] SHAW, M. C. Metal cutting principles. 2. ed. New York: Oxford University Press,

2005.

[70] SHAW, M. C.; VYAS, A. The Mechanism of Chip Formation with Hard Turning

Steel. CIRP Annals - Manufacturing Technology, v. 47, p. 77-82, 1998.

[71] SMITH, G. T. Cutting Tool Technology - Industrial Handbook. Springer, 2008.

[72] SMITH, S. et al. Effect of surface integrity of hard turned AISI 52100 steel on fatigue

performance. Materials Science and Engineering, v. 459, p. 337-346, 2007.

[73] STEPHENSON, A. D.; AGAPIOU, J. S. Metal Cutting Theory and Practice. 2nd

ed. Taylor & Francis, 2006.

[74] THIELE, J. D.; MELKOTE, S. N. Effect of cutting edge geometry and workpiece

hardness on surface generation in the finish hard turning of AISI 52100 steel. Journal of

Materials Processing Technology, v. 94, p. 216-226, 1999.

[75] TÖNSHOFF, H. K.; ARENDT, C.; AMOR, R. B. Cutting of Hardened Steel. CIRP

Annals - Manufacturing Technology, v. 49, p. 547-566, 2000.

[76] TRENT, E. M. Metal cutting and the tribology of seizure: I seizeure in metal cutting.

Wear, v. 128, p. 29-45, 1988.

[77] TRENT, E. M.; WRIGHT, P. K. Metal Cutting. 4. ed. Butterworth-Heinemann, 2000.

[78] WAIKAR, R. A.; GUO, Y. B. A comprehensive characterization of 3D surface

topography induced by hard turning versus grinding. Journal of Materials Processing

Technology, v.197, p. 189-199, 2008.

[79] WALTON, C. F. Metals handbook - Heat Treating: ASM Handbook, 1993. p. 1450-

1543.

149

[80] WHITEHOUSE, D. J. Handbook of surface and nanometrology. 1 ed. Bristol: IPP

Publisher, 2003. 1128p.

[81] YALLESE, M. A. et al. The effects of cutting conditions on mixed ceramic and cubic

boron nitride tool wear and on surface roughness during machining of X200Cr12 steel

(60HRC). Journal of Engineering Manufacture, v. 219, n. 1, p. 35-55, 2005.

[82] YALLESE, M. A. et al. Hard machining of hardened bearing steel using cubic boron

nitride tool. Journal of Materials Processing Technology, v. 209, p. 1092-1104, 2009.

[83] ZHOU, J. M. et al. Effect of chamfer angle on wear of PCBN cutting tool.

International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 43, p. 301-305, 2003.

http://journals.pepublishing.com/content/119784/?p=a2991c541964478e9c9ab2c2b85e6ea9&pi=0

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