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DIEGO FERNANDO GONZÁLEZ SANTOS
Caracterização microestrutural, mecânica e durante o
processo de torneamento de aços ABNT 1045 e ABNT 1145
para avaliação do efeito do enxofre.
São Paulo
2008
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DIEGO FERNANDO GONZÁLEZ SANTOS
Caracterização microestrutural, mecânica e durante o
processo de torneamento de aços ABNT 1045 e ABNT 1145
para avaliação do efeito do enxofre.
Dissertação apresentada à Escola
Politécnica da Universidade de São
Paulo para obtenção do Título de
Mestre em Engenharia.
Área de concentração:
Engenharia Mecânica.
Orientador (a):
Profa. Dra. Izabel Fernanda Machado.
São Paulo
2008
ii
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SANTOS, Diego Fernando González. Caracterização microestrutural, mecânica e
durante o processo de torneamento de aços ABNT 1045 e ABNT 1145 para avaliação do
efeito do enxofre. São Paulo, 2008. 124 p. Dissertação (Mestrado) - Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo. Departamento de Engenharia Mecânica.
ERRATA
PÁGINA LINHA ONDE SE LÊ LEIA-SE
ii 1 AGRADECIMIENTO AGRADECIMENTO
6
Figura
2.3
Figura 2.3 – Microestrutura de um
aço ABNT 1045. Reagente: Nital
3%.
Figura 2.3 – Microestrutura de
um aço ABNT 1045. Reagente:
Nital 3%.
33
Figura
2.18
Figura 2.18 – Efeito da taxa de
deformação na resistência à tração a
várias temperaturas (DIETER,
1981).
Figura 2.18 – Efeito da taxa de
deformação na resistência à
tração do cobre a várias
temperaturas (DIETER, 1981).
56 10
...,também entre o aço 1045-B e o
1145-A
...,também entre o aço 1045-B e o
1145-B
56 11
Isto significa que a família ABNT
1045 é diferente ao aço ABNT 1145-
B.
Isto significa que a família ABNT
1045 é diferente do aço ABNT
1145-B.
76 4
...apresentam esta adição, isto é
devido, à diferença no valor da
dureza para estes dois aços como
pode ser visto na tabela 11.
...apresentam esta adição, como
no valor da dureza para estas duas
famílias de aços como pode ser
visto na tabela 11.
86
Figura
4.36
a) F
a
x FIL (190 m/min). b) F
a
x FIL
(115 m/min). c) F
a
x FIL (45 m/min).
d) F
a
x FIL (15 m/min)
a) F
a
x FIT (190 m/min). b) F
a
x
FIT (115 m/min). c) F
a
x FIT (45
m/min). d) F
a
x FIT (15 m/min)
93 14
...realizado na barra não apresenta
taxas deformação tão elevadas como
na usinagem e as...
...realizado na barra não apresenta
taxas de deformação tão elevadas
como na usinagem e as...
102
Figura
4.53
Figura 4.53 – Superfícies usinadas
dos aços ABNT 1045-B e ABNT
1145-A para diferentes velocidades
de corte.
Figura 4.53 – Superfícies
usinadas dos aços ABNT 1045-B
e ABNT 1145-A para diferentes
velocidades de corte. Microscopia
óptica.
102
Após
figura
4.53
Acrescenta-se:
A formação da aresta-postiça-de-corte é um fenômeno cíclico como pode
ser observado no seguinte esquema:
As regiões contornadas por círculos na figura 4.53,
apresentam um tom mais claro. Isto ocorre porque
o material acumulado na superfície se encontra fora
de foco durante a observação por microscopia
óptica. Isto mostra a existência de um relevo
devido à formação de APC (linhas perpendiculares
ao sentido da usinagem).
iii
DEDICATÓRIA
Para minha família (Luz
Marina, Alberto, Andrés,
Mauro e Diana).
iv
AGRADECIMENTOS
À Professora Dra. Izabel Fernanda Machado pela orientação, confiança e apoio;
À empresa Aços Villares-Sidenor e a FINEP pela bolsa de mestrado e pela concessão dos
materiais para a realização dos ensaios;
Ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Cientifico e Tecnológico (CNPq) pela concessão
da bolsa de mestrado;
Aos técnicos Francisco Faustino e Jovinilo de Oliveira do Laboratório de Fenômenos de
Superfície (LFS), pelo suporte na realização do trabalho experimental;
Ao futuro engenheiro Diego Carreras Bezerra pela colaboração durante a realização dos
ensaios de torneamento;
Ao Laboratório do Grupo de Mecânica dos Sólidos e Impacto em Estruturas (GMSIE) da
Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, pela colaboração na realização dos ensaios
de barra de Hopkinson e ensaio de tração;
Ao Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais pelo microscópio eletrônico de
varredura (MEV);
Ao doutorando John Ferney Alvarez Rosário pelos conselhos e discussões sobre alguns
aspectos do trabalho;
Aos colegas e amigos do Laboratório de Fenômenos de Superfície (LFS) pela acolhida e
amizade durante a realização deste mestrado;
À grande família do 102 C (Miguelito, Nati, Macha e Chato) pela amizade, compreensão e
ajuda nos momentos bons e difíceis do mestrado, e que fizeram mais amena minha vida
durante estes dois anos;
E especialmente ao meu colega de mestrado e amigo de mil batalhas, o engenheiro e futuro
mestre Pablo Correa pelas infinitas discussões sobre o trabalho, e especialmente da vida.
v
RESUMO
O presente trabalho trata sobre a influência do teor de enxofre, em quatro aços com uma
composição química similar (famílias ABNT 1045 e ABNT 1145), na microestrutura, nas
propriedades estáticas, dinâmicas e nos processos de usinagem. Para esta análise foi feita uma
caracterização microestrutural de cada material para determinar parâmetros tais como a fração
de inclusões de sulfeto de manganês (MnS) e a fração volumétrica de perlita. Também foi
feita uma caracterização mecânica que consistiu em ensaios estáticos mediante o ensaio de
tração e dureza, e um ensaio dinâmico utilizando a barra de Hopkinson, com o objetivo de
observar o comportamento das inclusões e do próprio material quando deformado com altas e
baixas taxas de deformação. Para a caracterização durante a usinagem destes aços foram
feitos ensaios de torneamento para avaliar as forças de corte e de avanço em velocidades de
corte de 190, 110, 45 e 15 m/min. A rugosidade dos corpos-de-prova também foi medida. Os
resultados obtidos nos ensaios de torneamento e da caracterização microestrutural foram
analisados estatisticamente para observar variações do comportamento das forças de
usinagem de cada aço sob diferentes condições de velocidade de corte, e tentar correlacionar
esse comportamento com a microestrutura do material. Observou-se que o aço 1045-A
apresentou forças de usinagem (força de corte e força de avanço) superiores que os demais
aços, já o aço que apresentou menores forças de usinagem foi o aço 1145-B. Isto é apenas
uma tendência, devido que não houve diferença estatística que avaliasse esse comportamento.
Também se observou que a rugosidade é um parâmetro que depende mais da velocidade de
corte que da distribuição e/ou morfologia das inclusões. Evidenciou-se a formação de aresta
postiça de corte (APC) numa faixa de velocidades (15-50 m/min), o que influenciou na
rugosidade para estas condições de velocidades. Verificou-se que o comportamento das
inclusões em baixas taxas de deformação é de caráter frágil, entanto que em altas taxas seu
comportamento é plástico e deforma junto com a matriz.
Palavras-chave: Aço. Inclusões MnS. Ensaio de tração. Ensaio de dureza. Ensaio de barra de
Hopkinson. Torneamento. Aresta-postiça-de-corte (APC). Rugosidade. Forças de usinagem.
vi
ABSTRACT
This work deals with the sulfur influence on the microstructure and on the static, dynamic and
machining behavior of four steels with similar chemical composition. (ABNT 1045 and
ABNT 1145). Microstructure characterization of the materials was performed in order to
obtain the area fraction of the phases of perlite and sulfide inclusions. A mechanical
characterization of the materials was also performed, consisting in a set of static (tension and
hardness test) and dynamic tests (Split Hopkinson Pressure Bar Test) with the objective of
observing the deformation behavior of the sulfide inclusions at low and high strain rates.
Various machining tests were carried out at different cutting speeds, namely 190, 110, 45 e 15
m min
-1
, for obtaining the cutting forces during de machining process. After the machining
tests, the roughness of the steels was also measured. Later on, the results of the different
experiments were analyzed with statistical tools and then compared to establish a correlation
between the cutting forces and microstructure. The higher cutting forces were registered for
the 1045-A steel and the lower for the 1145-B steel. However, this was considered merely a
trend given that no statistical difference was found to support any conclusion. It was also
observed a stronger roughness dependency on the cutting speed than in the distribution and/or
morphology of the inclusions. The steels were observed to form a built-up edge (BUE) in a
range of cutting velocities of 15-50 m/min. This phenomenon affected the roughness for these
cutting velocities. The behavior of the sulfide inclusions was observed to be brittle under low
strain rates. On the other hand, under high strain rates, a plastic deformation behavior was
observed with inclusions participating in the plastic flow of the metal matrix.
Keywords: Steel. MnS inclusions. Tension test. Hardness test. Split Hopkinson Pressure Bar
Test. Turning. Built-up edge (BUE). Roughness. Cutting forces.
vii
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 - Propriedades mecânicas em função do teor de carbono.................... 3
Figura 2.2 - Diagrama Fe-C.................................................................................. 4
Figura 2.3 - Microestrutura de um aço ABNT 1045. Reagente: Nital 3%........... 6
Figura 2.4 - Propriedades de tração do aço temperado e revenido em função da
temperatura de revenido.................................................................... 8
Figura 2.5 - Avaliação da quantidade e morfologia das inclusões nos aços de
acordo com sua composição química................................................ 10
Figura 2.6 - Tipos de morfologia das inclusões de sulfeto de manganês............. 12
Figura 2.7 - Influência do tamanho e forma do MnS na usinabilidade do aço..... 12
Figura 2.8 - Índice de deformabilidade em função da temperatura para
diferentes tipos de inclusão............................................................... 15
Figura 2.9 - Deformação das inclusões sob diferentes temperaturas.................... 16
Figura 2.10 - Grandezas do torneamento. Velocidade de corte (V
C
), velocidade
de avanço (V
f
), profundidade de corte (a
p
), avanço (f) e rotação da
peça (n).............................................................................................. 18
Figura 2.11 - Ângulos e superfícies da ferramenta de corte................................... 19
Figura 2.12 - Propriedades mecânicas dos materiais para ferramenta.................... 20
Figura 2.13 - Desgastes mais comuns nas ferramentas........................................... 21
Figura 2.14 - Regiões de esforços na ferramenta.................................................... 22
Figura 2.15 - Forças de corte no torneamento. Força de corte e de avanço (F
C
,
F
a
), profundidade de corte (a
p
), velocidade do cavaco (V
CAV
),
espessura do cavaco (t), ângulos de saída e cisalhamento (α,Φ)......
23
Figura 2.16 - Relação entre a força de corte e a velocidade de corte para ligas e
metais puros...................................................................................... 25
Figura 2.17 - Influência do sulfeto de manganês nas principais regiões do
processo de corte............................................................................... 30
Figura 2.18 - Efeito da taxa de deformação na resistência à tração a várias
-temperaturas..................................................................................... 33
Figura 2.19 - Desenho esquemático da máquina para o ensaio de tração............... 34
Figura 2.20 - Corpos de prova utilizados em ensaios de tração.............................. 34
Figura 2.21 - Gráficos de esforço-deformação em tração....................................... 35
Figura 2.22 - Curva Tensão-Deformação Verdadeira............................................. 36
Figura 2.23 - Esquema do ensaio da barra de Hopkinson....................................... 37
Figura 2.24 - Variação da resistência à tração com a taxa de deformação............. 38
Figura 3.1 - Dimensão do corpo-de-prova utilizado no ensaio de torneamento... 42
Figura 3.2 - Ferramenta de corte utilizada TPNM 16-03-04................................ 42
Figura 3.3 - Porta-ferramenta instrumentado........................................................ 43
Figura 3.4 - Corpo-de-prova do ensaio de dobramento........................................ 44
Figura 3.5 - Retirada de material para confecção dos corpos-de-prova para o
ensaio de dobramento........................................................................ 45
Figura 3.6 - Esquema do ensaio para avaliação do comportamento do MnS....... 46
Figura 3.7 - Dimensões do corpo-de-prova do ensaio de tração (ASTM 8M)..... 46
Figura 3.8 - Máquina de ensaio de tração INSTRON 3369.................................. 47
Figura 3.9 - Esquema do ensaio de tração............................................................ 47
Figura 3.10 - Corpo-de-prova do ensaio da barra de Hopkinson........................... 48
Figura 3.11 - Dimensões do corpo-de-prova do ensaio da barra de Hopkinson..... 48
viii
Figura 3.12 - Máquina de ensaio da barra de Hopkinson....................................... 49
Figura 4.1 - Micrografias (MO) do aço 1045-A na longitudinal da barra............... 50
Figura 4.2 - Micrografias (MO) do aço 1045-A na transversal da barra.............. 51
Figura 4.3 - Micrografias (MO) do aço 1045-B na longitudinal da barra............ 52
Figura 4.4 - Micrografias (MO) do aço 1045-B na transversal da barra.............. 52
Figura 4.5 - Micrografias (MO) do aço 1145-A na longitudinal da barra............ 53
Figura 4.6 - Micrografias (MO) do aço 1145-A na transversal da barra.............. 53
Figura 4.7 - Micrografias (MO) do aço 1145-B na longitudinal da barra............ 54
Figura 4.8 - Micrografias (MO) do aço 1145-B na transversal da barra............. 55
Figura 4.9 - Micrografias (MO) do aço 1145-B antes do dobramento................ 58
Figura 4.10 - Micrografias (MEV) da superfície de fratura do corpo-de-prova..... 58
Figura 4.11 - Micrografias (MEV) da superfície de estudo do corpo-de-prova
com as inclusões na perpendicular à superfície observada............... 59
Figura 4.12 - Micrografia (MO) do corpo-de-prova antes e depois do
dobramento. Inclusões perpendiculares à superfície observada....... 60
Figura 4.13 - Micrografias das inclusões paralelas à superfície de estudo............. 60
Figura 4.14 - Modelo do corpo-de-prova em elementos finitos (ABAQUS 6.7)......... 62
Figura 4.15 - Esquema de aplicação das cargas do ensaio de dobramento ensaio. 62
Figura 4.16 - Curvas tensão-deformação estáticas................................................. 64
Figura 4.17 - Micrografias (MEV) na região de fratura do corpo-de-prova........... 65
Figura 4.18 - Comparação entre os parâmetros dos aços 1045-B e 1145-A no
ensaio de tração................................................................................. 66
Figura 4.19 - Curvas tensão-deformação dinâmica para o aço ABNT 1045-B na
seção transversal da barra.................................................................. 68
Figura 4.20 - Curvas tensão-deformação dinâmica para o aço ABNT 1045-B na
seção longitudinal da barra................................................................ 69
Figura 4.21 - Comparação das curvas tensão-deformação dinâmica para o aço
ABNT 1045-B................................................................................... 69
Figura 4.22 - Comparação entre os parâmetros do aço 1045-B no ensaio de
barra de Hopkinson........................................................................... 71
Figura 4.23 - Curvas tensão-deformação dinâmicas para o aço ABNT 1145-A
seção transversal da barra.................................................................. 72
Figura 4.24 - Curvas tensão-deformação dinâmicas para o aço ABNT 1145-A
na seção longitudinal da barra........................................................... 73
Figura 4.25 - Comparação das curvas tensão-deformação dinâmica para o aço
ABNT 1145-A................................................................................... 74
Figura 4.26 - Comparação entre os parâmetros do aço 1145-A no ensaio de
barra de Hopkinson........................................................................... 75
Figura 4.27 - Comparação entre os ensaios de tração e barra de Hopkinson......... 76
Figura 4.28 - Micrografias (MEV) dos corpos-de-prova após o ensaio da barra
de Hopkinson.................................................................................... 77
Figura 4.29 - Micrografia (MEV) da deformação da perlita durante o ensaio de
barra de Hopkinson........................................................................... 78
Figura 4.30 - Micrografias (MO) da seção transversal dos corpos-de-prova após
o ensaio da barra de Hopkinson........................................................ 78
Figura 4.31 - Micrografias (MO e MEV) da seção transversal dos corpos-de-
prova para o aço ABNT 1145-A....................................................... 79
Figura 4.32 - Distribuição do tamanho das inclusões de sulfeto de manganês nos
quatro aços estudados....................................................................... 81
ix
Figura 4.33 - Efeito da fração de inclusões na transversal (FIT) e na longitudinal
(FIL) na pressão específica de corte (k
S
).......................................... 82
Figura 4.34 - Relação entre a força de avanço (F
a
) e o fator de forma (FF) para
diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).............. 83
Figura 4.35 - Relação entre a força de avanço (F
a
) e a fração volumétrica de
inclusões na seção longitudinal da barra (FIL) para diferentes
velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min)............................... 85
Figura 4.36 - Relação entre a força de avanço (F
a
) e a fração volumétrica de
inclusões na seção transversal da barra (FIT) para diferentes
velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min)............................... 86
Figura 4.37 - Relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e o fator de forma
(FF) para diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15
m/min)............................................................................................... 87
Figura 4.38 - Relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e a fração
volumétrica de inclusões na seção longitudinal da barra (FIL) para
diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).............. 88
Figura 4.39 - Relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e a fração
volumétrica de inclusões na seção transversal da barra (FIT) para
diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).............. 89
Figura 4.40 - Variação da pressão específica de corte (K
s
) em função da
velocidade de corte (V
C
) para os quatro aços estudados................... 90
Figura 4.41 - Pressão específica de corte (K
s
) em função da velocidade de corte
(V
C
) para os quatro aços estudados................................................... 90
Figura 4.42 - Força de avanço (F
a
) em função da velocidade de corte (V
C
) para
os quatro aços estudados................................................................... 91
Figura 4.43 - Variação da força dinâmica de corte com a velocidade de corte
(V
C
) para os quatro aços estudados................................................... 92
Figura 4.44 - Comparação da força de usinagem e rugosidade média entre um
aço com adição de enxofre (vermelho) e um sem adição (azul)....... 93
Figura 4.45 - Rugosidade média (R
a
) em função da velocidade de corte (V
C
)....... 95
Figura 4.46 - Ferramentas na condição de 15 m/min (ABNT 1045-B).................. 98
Figura 4.47 - Ferramentas na condição de 30 m/min (ABNT 1045-B).................. 98
Figura 4.48 - Ferramentas na condição de 45 m/min (ABNT 1045-B).................. 98
Figura 4.49 - Ferramentas na condição de 15 m/min (ABNT 1145-A).................. 99
Figura 4.50 - Ferramentas na condição de 30 m/min (ABNT 1145-A).................. 100
Figura 4.51 - Ferramentas na condição de 45 m/min (ABNT 1145-A).................. 100
Figura 4.52 - Rugosidade dos aços em função da velocidade de corte (V
C
).......... 101
Figura 4.53 - Superfícies usinadas dos aços ABNT 1045-B e ABNT 1145-A
para diferentes velocidades de corte................................................. 102
x
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Sistema de classificação dos aços segundo sua composição química.... 6
Tabela 2 - Diferentes valores da resistência ao cisalhamento de vários materiais.. 24
Tabela 3 - Intervalos de taxas de deformação......................................................... 33
Tabela 4 - Composição química nominal dos materiais estudados para as duas
famílias................................................................................................... 39
Tabela 5 - Metalografia quantitativa do aço ABNT 1045-A. Fração volumétrica
de perlita (FVP), tamanho de grão (TG) e fração volumétrica de
inclusões (FI).......................................................................................... 51
Tabela 6 - Metalografia quantitativa do aço ABNT 1045-B. Fração volumétrica
de perlita (FVP), tamanho de grão (TG) e fração volumétrica de
inclusões (FI).......................................................................................... 53
Tabela 7 - Metalografia quantitativa do aço ABNT 1145-A. Fração volumétrica
de perlita (FVP), tamanho de grão (TG) e fração volumétrica de
inclusões (FI).......................................................................................... 54
Tabela 8 - Metalografia quantitativa do aço ABNT 1145-B. Fração volumétrica
de perlita (FVP), tamanho de grão (TG) e fração volumétrica de
inclusões (FI).......................................................................................... 55
Tabela 9 - Frações volumétricas de inclusões na seção transversal da barra
(FIT), na seção longitudinal da barra (FIL), fração volumétrica de
perlita (FVP), comprimento (C) e largura (L) médios das inclusões e
fator de forma (FF) para os aços estudados........................................... 56
Tabela 10 - Resultados da comparação entre médias para cada aço estudado da
largura (L), comprimento (C) e fator de forma (FF) das inclusões de
sulfeto de manganês............................................................................... 56
Tabela 11 - Resultados da dureza Vickers na transversal e na longitudinal da
barra para os quatro aços estudados....................................................... 57
Tabela 12 Resultados das propriedades mecânicas do aço 1045-B obtidos no
ensaio de tração. Módulo de Young, limite de escoamento, limite de
resistência, deformação elástica, deformação do limite de resistência,
deformação total..................................................................................... 63
Tabela 13 - Resultados das propriedades mecânicas do aço 1145-A obtidos no
ensaio de tração. Módulo de Young, limite de escoamento, limite de
resistência, deformação elástica, deformação do limite de resistência,
deformação total..................................................................................... 64
Tabela 14 - Resultados das propriedades mecânicas do aço 1045-B obtidos no
ensaio de barra de Hopkinson na seção transversal. Limite de
escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
),
deformação do limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e
taxa de deformação (
ε
)......................................................................... 67
Tabela 15 - Resultados das propriedades mecânicas do aço 1045-B obtidos no
ensaio de barra de Hopkinson na seção longitudinal. Limite de
escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
),
deformação do limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e
taxa de deformação (
ε
).........................................................................
68
xi
Tabela 16 - Resultados das propriedades mecânicas do aço 1145-A obtidos no
ensaio de barra de Hopkinson na seção transversal. Limite de
escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
),
deformação do limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e
taxa de deformação (
ε
)......................................................................... 72
Tabela 17 - Resultados das propriedades mecânicas do aço 1145-A obtidos no
ensaio de barra de Hopkinson na seção longitudinal. Limite de
escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
),
deformação do limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e
taxa de deformação (
ε
).........................................................................
73
Tabela 18 - Dados da força de corte (F
c
), força de avanço (F
a
) e pressão específica
de corte (k
s
) dos quatro aços estudados no ensaio de torneamento em
função da velocidade de corte (V
C
)........................................................ 81
Tabela 19 - Análise da rugosidade do aço ABNT 1045-A........................................ 94
Tabela 20 - Análise da rugosidade do aço ABNT 1045-B........................................ 94
Tabela 21 - Análise da rugosidade do aço ABNT 1145-A........................................ 94
Tabela 22 - Análise da rugosidade do aço ABNT 1145-B........................................ 95
Tabela 23 - Massa e dimensão da APC nas pastilhas utilizadas para usinar os dois
aços estudados para as três velocidades de corte (V
C
) 15, 30 e 45
m/min..................................................................................................... 97
xii
LISTA DE EQUAÇÕES
Eq 1 - Índice de deformabilidade das inclusões............................................. 14
Eq 2 - Limite de escoamento......................................................................... 36
Eq 3 - Limite de resistência........................................................................... 37
Eq 4 - Cálculo da variável t de Student.......................................................... 44
Eq 5 - Cálculo da pressão específica de corte (k
S
)......................................... 110
xiii
LISTA DE ABREVIATURAS
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ANSI American National Standards Institution
APC Aresta-postiça-de-corte
ASME American Society of Mechanical Engineers
ASTM American Society for Testing Materials
SAE Society of Automotive Engineers
BUL Built-Up Layer
CBN Nitreto Cúbico de Boro
CCC Cúbica de Corpo Centrado
CFC Cúbica de Face Centrada
FIT Fração de Inclusões na Transversal
FIL Fração de Inclusões na Longitudinal
FF Fator de Forma
FVP Fração Volumétrica de Perlita
GMSIE Grupo de Mecânica dos Sólidos e Impacto em Estruturas
HSS Aço rápido (High Speed Steel)
HC Hexagonal Compacta
MEV Microscopia Eletrônica de Varredura
MO Microscopia Óptica
PCD Diamante policristalino
UNS Unified Numbering System – Sistema de Numeração Unificada
EPUSP Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
LFS Laboratório de Fenômenos de Superfície
xiv
LISTA DE SÍMBOLOS
a
p
Profundidade de corte
d Diâmetro
f Avanço
F
a
Força de Avanço
F
c
Força de Corte
F
d
Força dinâmica
F
p
Força passiva
F
s
Força de cisalhamento
k
s
Pressão Específica de Corte
KT Desgaste de cratera
n Rotação
R
a
Média aritmética do perfil
R
p
Altura total dos picos do perfil
R
t
Altura total do perfil
S
U
Resistência máxima
S
Y
Limite de escoamento
V
B
Desgaste de flanco
v
c
Velocidade de corte
V
60
Velocidade de corte para uma vida de ferramenta de 60 minutos
E
U
, ε
U
Deformação da resistência máxima
E
Y
, ε
Y
Deformação plástica
E
MAX
, ε
MAX
Deformação máxima
α Ferro alfa (Ferrita)
α Nível de significância
γ Ferro gama (Austenita)
λ Fator de forma
λ
C
Cut-off do rugosímetro
ν Índice de deformabilidade da inclusão
xv
SUMÁRIO
Pág.
1 INTRODUÇÃO............................................................................................. 1
2 REVISÃO BIBLIOGRAFICA..................................................................... 3
2.1 Aços estruturais..................................................................................... 3
2.1.1 Propriedades mecânicas dos aços................................................. 7
2.2 Inclusões não-metálicas......................................................................... 8
2.2.1 Definição e classificação.............................................................. 9
2.2.2 Inclusões de sulfeto de manganês (MnS)..................................... 11
2.2.3 Deformabilidade das inclusões..................................................... 13
2.2.4 Índice de deformabilidade............................................................ 14
2.3 Usinagem............................................................................................... 16
2.4 Torneamento.......................................................................................... 17
2.4.1 Grandezas na Operação de Torneamento..................................... 17
2.4.1.1 Avanço (f)......................................................................... 17
2.4.1.2 Profundidade ou Largura de Corte (a
p
)............................ 17
2.4.1.3 Velocidade de Corte (v
c
).................................................. 18
2.4.1.4 Velocidade de Avanço (v
f
)............................................... 18
2.4.2 Ferramenta de corte...................................................................... 21
2.5 Forças no torneamento.......................................................................... 22
2.6 Usinabilidade......................................................................................... 26
2.6.1 Usinabilidade dos aços................................................................. 28
2.7 Caracterização mecânica estática e dinâmica........................................ 32
2.7.1 Caracterização estática................................................................. 33
2.7.1.1 Limite de escoamento....................................................... 35
2.7.1.2 Limite de resistência......................................................... 36
2.7.2 Caracterização dinâmica............................................................... 37
3 MATERIAIS E MÉTODOS........................................................................ 39
3.1 Materiais................................................................................................ 39
3.2 Métodos................................................................................................. 40
3.2.1 Caracterização microestrutural..................................................... 40
3.1.2.1 Metalografia quantitativa.................................................. 40
a. Determinação da fração volumétrica de perlita (FVP). 40
b. Determinação do tamanho de grão (TG)...................... 41
c. Análise das inclusões.................................................... 41
3.2.2 Determinação da dureza Vickers (HV 30)................................... 41
3.2.3 Ensaio de torneamento................................................................. 41
3.2.3.1 Máquina-ferramenta e corpos-de-prova........................... 41
3.2.3.2 Ensaio............................................................................... 42
3.2.3.3 Avaliação das forças de usinagem.................................... 42
3.2.3.4 Acabamento superficial.................................................... 43
3.2.3.5 Tratamento estatístico dos resultados............................... 43
3.2.4 Dobramento do corpo-de-prova................................................... 44
3.2.4.1 Corpo-de-prova................................................................. 44
3.2.4.2 Ensaio............................................................................... 45
3.2.5 Ensaio de tração............................................................................ 46
xvi
3.2.5.1 Ensaio............................................................................... 47
3.2.6 Ensaio da barra de Hopkinson...................................................... 48
3.2.6.1 Corpo-de-prova e máquina............................................... 48
3.2.6.2 Ensaio............................................................................... 49
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO.................................................................. 50
4.1 Caracterização microestrutural dos aços............................................... 50
4.1.1 Aço ABNT 1045-A...................................................................... 50
4.1.1.1 Micrografias..................................................................... 50
4.1.1.2 Metalografia quantitativa.................................................. 51
4.1.2 Aço ABNT 1045-B...................................................................... 52
4.1.2.1 Micrografias..................................................................... 52
4.1.2.2 Metalografia quantitativa.................................................. 52
4.1.3 Aço ABNT 1145-A...................................................................... 53
4.1.3.1 Micrografias..................................................................... 53
4.1.3.2 Metalografia quantitativa.................................................. 54
4.1.4 Aço ABNT 1145-B...................................................................... 54
4.1.4.1 Micrografias..................................................................... 54
4.1.4.2 Metalografia quantitativa.................................................. 55
4.2 Caracterização mecânica dos aços......................................................... 57
4.2.1 Dureza........................................................................................... 57
4.2.2 Ensaio de dobramento.................................................................. 57
4.2.2.1 Modelo do corpo-de-prova............................................... 61
4.2.3 Ensaio de Tração.......................................................................... 63
4.2.3.1 Aço ABNT 1045-B.......................................................... 63
4.2.3.2 Aço ABNT 1145-A.......................................................... 63
4.2.3.3 Análise dos Resultados..................................................... 64
4.2.4 Ensaio da Barra de Hopkinson..................................................... 67
4.2.4.1 Aço ABNT 1045-B.......................................................... 67
a. Seção transversal.......................................................... 67
b. Seção Longitudinal....................................................... 68
c. Análise dos resultados para o aço ABNT 1045-B........ 69
4.2.4.2 Aço ABNT 1145-A.......................................................... 71
a. Seção transversal.......................................................... 71
b. Seção Longitudinal....................................................... 72
c. Análise dos resultados para o aço ABNT 1145-A........ 73
4.2.4.3 Comportamento das inclusões durante o ensaio
dinâmico....................................................................................... 76
4.2.5 Ensaio de torneamento................................................................. 80
4.2.5.1 Avaliação do efeito do teor de enxofre e da morfologia
das inclusões no aço base ABNT 1045 e ABNT 1145................. 80
4.2.5.2 Avaliação das forças de usinagem com a velocidade de
corte.............................................................................................. 90
4.2.5.3 Rugosidade....................................................................... 94
4.2.5.4 Formação da aresta-postiça-de-corte (APC) 96
a. APC no aço ABNT 1045-B.......................................... 97
b. APC no aço ABNT 1145-A.......................................... 99
c. Resultados da rugosidade dos corpos-de-prova............ 100
CONCLUSÕES................................................................................................ 103
xvii
TRABALHOS FUTUROS.............................................................................. 107
ANEXOS........................................................................................................... 108
BIBLIOGRAFIA.............................................................................................. 121
xviii
1. INTRODUÇÃO
Dentre os materiais mais amplamente utilizados nos diferentes campos da engenharia
se encontram os aços para construção mecânica. Estes aços possuem diferentes vantagens
como resistência mecânica, conformabilidade, disponibilidade e baixo custo; o que faz deles
altamente competitivos no mercado. O Brasil investe anualmente milhões de dólares na
produção de aço para suprir tanto as necessidades internas quanto externas. Só no primeiro
semestre de 2007, a produção de aço bruto foi de 16,3 milhões de toneladas, representando
um crescimento de 12,8% em relação ao mesmo período do ano anterior. Em fevereiro de
2008, a produção somou 2,7 milhões de toneladas, alta de 8,1% em relação ao mesmo mês de
2007. No entanto, no caso das exportações, os números caíram em 10,2% em relação ao ano
de 2006, para se priorizar o mercado interno (Instituto Brasileiro de Siderurgia - IBS). Isto
significa que os aços para construção mecânica continuam sendo os de maior demanda na
indústria metal-mecânica brasileira, devido que algumas de suas propriedades permitem com
que estes sejam usinados facilmente. Isto, do ponto de vista econômico, representa para a
indústria maior produtividade, maior vida das ferramentas e melhores acabamentos
superficiais.
Na indústria da usinagem dos aços existe um termo que representa o comportamento
do material sob diferentes critérios como forças de usinagem, acabamento superficial e
desgaste da ferramenta dentre outros, e é conhecido como usinabilidade. Este é definido pela
maioria dos autores como a facilidade com que um material pode ser cortado, de acordo com
as dimensões, forma e acabamento superficial (ISIK, 2006; SHAW, 2005; TRENT, 2000). No
entanto, do ponto de vista microestrutural, a usinabilidade está estreitamente relacionada com
a microestrutura, isto é, tamanho de grão, tipo de estrutura e as fases presentes na liga
metálica. Alguns trabalhos como o de Akawasa et al.(2004); Grum e Kisin (2003); Trent
(2000); Jiang et al. (1994) e Finn (1981) dentre outros, apresentam o estudo da usinabilidade
para diferentes metais baseados nos parâmetros microestruturais, relacionando-os com as
forças de usinagem (força de corte e força de avanço), a força dinâmica e o desgaste da
ferramenta.
Neste trabalho, o objetivo principal é a caracterização microestrutural, mecânica e
durante o processo de torneamento para a avaliação do efeito do enxofre nos aços base ABNT
1045 e ABNT 1145. O enxofre é um elemento é muito utilizado para melhorar a usinabilidade
nos aços, já que forma junto com o manganês um tipo de inclusão (MnS) que influencia no
processo de usinagem de formação de cavaco (POULACHON et al., 2001; SINGH et al.,
1997; JIANG et al., 1996). Embora existam muitos estudos sobre este assunto, a utilização de
uma caracterização do material, tanto microestrutural como mecânica, não é comumente
realizada para se avaliar o efeito das inclusões de sulfeto de manganês (MnS) no
comportamento mecânico e em usinagem do aço. A avaliação dos materiais foi realizada
utilizando técnicas de caracterização microestrutural e metalografia quantitativa, e utilizando
ensaios mecânicos como o ensaio de tração, dureza Vickers e barra de Hopkinson. Este último
é um teste dinâmico muito importante para avaliação do efeito das altas taxas de deformação,
as quais são também encontradas no processo de torneamento. A usinabilidade foi avaliada
baseada nas forças de corte, avanço e na rugosidade do material após o processo de
torneamento.
A caracterização desses materiais, bem como o desenvolvimento do método de estudo
é de grande importância, pois permite a comparação entre técnicas diferentes. Além disso,
este trabalho também apresenta e discute a importância do uso de técnicas complementares no
estudo dos processos de usinagem.
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Aços estruturais
Os aços estruturais correspondem aos aços que combinam resistência mecânica,
conformabilidade, disponibilidade e baixo custo. Estes tipos de aços são utilizados em vários
campos da engenharia, apresentando grande emprego na área das estruturas metálicas,
indústria ferroviária, automobilística e naval dentre outras (CALLISTER, 2000).
O aço por definição é uma liga ferro-carbono que contém teores de carbono de entre
0,08 e 2% em massa, podendo também conter concentrações apreciáveis de outros elementos
de liga, os quais são adicionados para melhorar suas propriedades mecânicas. Estas
propriedades são sensíveis ao teor de carbono como se mostra na figura 2.1, onde podem ser
observadas três curvas médias de propriedades mecânicas que variam com o teor de carbono.
Elas são: a dureza, o limite de resistência à tração e o alongamento (ASHBY, 2007;
CALLISTER, 2000; CHIAVERINI, 1996). As propriedades mecânicas nos aços variam
também em função dos tratamentos térmicos. Por exemplo, quanto maior o teor de carbono
maior a sua temperabilidade (KRAUSS, 1985).
Figura 2.1 – Propriedades mecânicas em função do teor de carbono (CHIAVERINI, 1996).
Para uma melhor compreensão dos aços, é necessário o estudo do diagrama de fase do
sistema ferro-carbono (Fe-C), que é apresentado na figura 2.2. Embora o diagrama
corresponda à liga binária Fe-C, os aços comerciais também apresentam outros elementos
como fósforo, manganês, enxofre, silício, dentre outros. Esta aproximação não prejudica o
estudo dos aços e é muito utilizada. O máximo teor de carbono no diagrama é de
aproximadamente 6,7% em massa, Embora, ligas com teores de carbono acima de 4%,
tenham pouca importância comercial (KRAUSS, 1985). Nos aços, quando o limite de
solubilidade de carbono é excedido, forma junto com o ferro um carboneto de ferro (Fe
3
C),
mais conhecido como cementita (KRAUSS, 1985).
Figura 2.2 – Diagrama Fe-C (KRAUSS, 1985).
Os principais componentes microestruturais presentes no diagrama ferro-carbono são
apresentados a seguir (ASHBY, 2007; SHAW, 2005).
1. Austenita (γ)
2. Ferrita (α)
3. Carboneto de ferro ou cementita (Fe
3
C)
4. Perlita
A austenita (γ) é uma solução sólida intersticial de carbono no ferro que apresenta uma
estrutura cristalina cúbica de face centrada (CFC). Esta fase só é estável acima de 723ºC. A
solubilidade máxima do carbono na austenita é de 2,11% em massa e ocorre a 1130°C.
Também possui boa resistência mecânica e apreciável tenacidade, e não apresenta
ferromagnetismo (ASHBY, 2007).
A ferrita é um estado alotrópico do ferro (ou uma solução sólida intersticial de 0,08%
de carbono em massa no ferro), e também é conhecida como Fe (α). Apresenta uma estrutura
cristalina cúbica de corpo centrado (CCC). Possui baixa dureza e baixa resistência à tração
(em torno de 270 MPa), mas tem uma excelente resistência ao choque e elevada ductilidade
(ASHBY, 2007).
A cementita é o carboneto de ferro (Fe
3
C) contendo aproximadamente 6,7% de
carbono; possui uma elevada dureza e tem pouca tenacidade. Nos aços normalizados é a
responsável pela dureza e pela resistência mecânica, assim como pela sua menor ductilidade.
Possui uma estrutura cristalina ortorrômbica (ASHBY, 2007).
A perlita é a mistura de aproximadamente 85% de ferrita e 11,5% de cementita, na
forma de lâminas finas dispostas alternadamente. É produzida pela decomposição da austenita
por uma reação eutetóide a partir de 723°C. As propriedades mecânicas da perlita são,
portanto, intermediarias entre a ferrita e a cementita. Sua resistência à tração é em média 740
MPa. Um aço com 0,5% de carbono, por exemplo, apresentará cerca de 65% de perlita
(ASHBY, 2007; SHAW, 2005).
Na figura 2.3 apresenta-se uma micrografia de um aço com composição base ABNT
1045, onde se observam algumas estruturas representativas dos aços como a ferrita e a perlita.
Figura 2.3 – Microestrutura de um aço ABNT 1045. Reagente: Nital 3%.
O sistema de classificação dos aços, segundo as normas brasileiras ABNT, é de acordo
com sua composição química. Esta norma está baseada nas diferentes normas internacionais
como a AISI e a SAE. A tabela 1 apresenta a designação dos aços segundo AISI, SAE e
ASTM que corresponde ao número UNS para metais e ligas.
Tabela 1 – Sistema de classificação dos aços segundo sua composição química (CHIAVERINI, 1996).
Perlita
Ferrita
Os aços podem ser classificados de acordo com a sua concentração de carbono em
massa em: baixo (abaixo de 0,3% C), médio (de 0,3 até 0,6% C) e alto (acima de 0,6% C)
carbono. Também existem subclasses dentro de cada grupo, de acordo com as concentrações
de outros elementos de liga que são adicionados intencionalmente para melhorar algumas
propriedades mecânicas e características da liga (CALLISTER, 2000; FINN, 1981). Os aços
de baixo carbono têm sua microestrutura composta principalmente de ferrita. Os aços de
médio carbono estão constituídos de ferrita e perlita, e os aços de alto carbono com mais de
0,8% C em massa, têm uma matriz perlítica com um contorno de grão de cementita. As fases
descritas estão presentes em condições próximas do equilíbrio e são apresentadas no diagrama
de fase Fe-C (Figura 2.2) (CALLISTER, 2000; FINN, 1981; KRAUSS, 1985).
2.1.1 Propriedades mecânicas dos aços
As propriedades mecânicas dos aços dependem fortemente, tanto do teor de carbono
quanto do tipo de tratamento térmico. Na figura 2.1, observa-se a mudança em algumas
propriedades mecânicas como a resistência à tração, a ductilidade e a dureza em função do
teor de carbono. Tanto o limite de escoamento quanto o limite de resistência, aumentam com
o aumento do teor de carbono. Isso era esperado porque o aumento do carbono causa um
aumento na formação de cementita em condições de resfriamento próximo do equilíbrio, e
esta apresenta resistência e dureza elevadas. A ductilidade, por outro lado, diminui porque as
interfaces ferrita-cementita na perlita são sítios de nucleação de trincas (ASHBY, 2007;
CALLISTER, 2000).
No caso da resistência à tração, esta também depende da quantidade de elementos em
solução sólida como o carbono na ferrita e da forma e distribuição da cementita. Por exemplo,
um aço normalizado é mais resistente que um recozido porque quanto mais rápido for o
resfriamento, menor será o espaçamento entre as lamelas de perlita, fazendo com que este aço
apresente maior resistência mecânica em tração (DIETER, 1981). Fundamentalmente, a
resistência do material depende da movimentação de discordâncias, a qual está ligada à
microestrutura do material, e da solicitação que é feita no material. Por exemplo, se as
discordâncias não têm impedimento para se movimentarem a resistência será menor. Por
outro lado, se a discordância encontra obstáculos como contornos de grão, precipitados,
impurezas como inclusões, que impeçam sua movimentação, a resistência do material
aumenta (OSMAN, 2000). Uma boa combinação de resistência e ductilidade é obtida quando
o aço é temperado e revenido. Estas propriedades podem ser alteradas em função a
temperatura de revenimento como se observa na figura 2.4.
Figura 2.4 – Propriedades em tração de um aço temperado e revenido em função da temperatura de revenido
(DIETER, 1981).
Portanto, as propriedades mecânicas são fortemente influenciadas pela microestrutura
do aço, isto é, o tipo de fases presentes, a fração volumétrica, distribuição e sua morfologia.
Consequentemente, a quantidade de elementos de liga que são adicionados durante o processo
de fabricação, formam uma série de fases que afetam as propriedades mecânicas do aço.
Dentre as fases formadas, pode ocorrer a formação de inclusões. Elas, na maioria dos casos,
são consideradas como nocivas para as propriedades mecânicas, e atuam como
concentradores de tensões na matriz, o que pode levar à formação de trincas e na posterior
falha do material (JIANG et al., 1996; FINN, 1981). No entanto, em condições onde a
usinagem é um fator importante, essas inclusões são muitas vezes desejadas.
2.2 Inclusões não-metálicas
O estudo das inclusões não-metálicas tem sido motivo de muitas pesquisas
especialmente pela sua influência nas propriedades dos materiais onde elas se encontram. No
trabalho de Luo (2001), alguns pesquisadores como Pickering (1958), Malkievicks & Rudnik
(1963) apresentam os estudos mais representativos sobre o comportamento de diferentes tipos
de inclusões, especialmente da sua plasticidade. Da mesma forma, o trabalho de Kiessling
(1978) apresenta um estudo detalhado sobre as inclusões presentes nos aços, desde sua origem
até a influência nas propriedades mecânicas dos materiais, passando pelo processo de
deformação durante a laminação a quente e a frio.
2.2.1 Definição e classificação
As inclusões podem ser definidas como fases não-metálicas e algumas vezes inter-
metálicas embebidas em uma matriz metálica. Elas são basicamente formadas pela reação de
diferentes elementos presentes durante a fabricação do aço (fósforo, manganês) com o
oxigênio e o enxofre (TROJAN, 1996).
A classificação das inclusões depende de diferentes critérios, como a origem, o
tamanho, o instante de formação, sua morfologia e composição química. Quanto à origem, as
inclusões podem se classificar em dois grandes grupos, endógenas e exógenas. As primeiras
são as inclusões resultantes de reações no aço líquido ou sólido e são formadas principalmente
de óxidos e sulfetos (TROJAN, 1996; KIESSLING, 1978). As inclusões exógenas são aquelas
inclusões provenientes das impurezas presentes no metal fundido como escória, refratários,
elementos de liga e óxidos. As características deste tipo de inclusão são as formas alongadas e
irregulares, a estrutura complexa e a ocorrência esporádica. Também são consideradas como
as mais desastrosas dentro da liga. Seu tamanho e número dependem das condições de
fabricação do aço (TROJAN, 1996; FERNANDES NETO, 2001; KIESSLING, 1978).
Com relação ao tamanho, as inclusões podem ser classificadas em submicroscópicas,
microscópicas e macroscópicas. As submicroscópicas são aquelas que têm um tamanho
inferior a 1 μm. A influência que elas têm nas propriedades do aço ainda não é bem
conhecida, mas presume-se que não as afetam significativamente. As microscópicas possuem
dimenssões entre 1 e 100 μm, provêm das reações de desoxidação do aço e afetam
significativamente as propriedades mecânicas do aço. As macroscópicas com dimenssões
superiores a 100 μm são bastante prejudiciais às propriedades mecânicas (FERNANDES
NETO, 2001). Juvonen (2005), no seu trabalho com aços desoxidados com cálcio, observou
que o tamanho das inclusões também influi nas propriedades em fadiga dos materiais.
Quanto ao instante da sua formação, as inclusões são classificadas em primárias,
secundárias, terciárias e quaternárias. As primárias são aquelas formadas após a adição do
desoxidante. As secundárias se formam durante o resfriamento até a temperatura liquidus,
estas inclusões costumam ser difíceis de eliminar. As terciárias aparecem durante a
solidificação, na região entre a linha de solidus e a linha de liquidus. Finalmente, as
quaternárias que se formam durante a transformação do ferro δ em ferro γ, devido à
diminuição na solubilidade de vários elementos (TROJAN, 1996).
Quanto à morfologia e a composição química, usa-se a classificação da norma ASTM
E 45-05 (ASTM, 2005), que trata sobre os métodos para se determinar a quantidade e
morfologia das inclusões no aço. A classificação é feita dividindo as inclusões em quatro
classes, que vão desde A até D de acordo com o tipo de inclusão, e de 1 até 5 segundo a
quantidade presente no aço, sendo 1 o aço com menor fração volumétrica e 5 o com maior,
como se observa na figura 2.5.
Figura 2.5 – Avaliação da quantidade e morfologia das inclusões nos aços de acordo com sua composição
química (ASTM E 45-05).
O trabalho de Junoven (2005) também mostra que as inclusões com formas irregulares
e com cantos vivos são grandes concentradores de esforços ao seu redor, o que pode propiciar
o início e posterior propagação de trincas na matriz, ao contrário daquelas inclusões com
formas arredondadas ou suaves, mesmo que o tamanho seja semelhante.
2.2.2 Inclusões de sulfeto de manganês (MnS)
O enxofre (S) é o principal constituinte das inclusões de sulfeto de manganês, este é
solúvel na fase líquida do aço, mas a sua solubilidade diminui durante a solidificação, onde
precipita na forma de sulfetos (CHIAVERINI, 1996; KIESSLING, 1978). A morfologia deste
tipo de inclusão é dividida em três grandes grupos (TROJAN, 1996; KIESSLING, 1978).
• Tipo I: São inclusões globulares de diferentes tamanhos e com distribuição aleatória;
geralmente são duplas ou multifásicas. São comuns em aços efervescentes (0,001 %
Al em massa). Possuem forma dendrítica e o uso de silício como desoxidante
normalmente causa inclusões globulares.
• Tipo II: Estas inclusões têm estrutura dendrítica e se formam entre os contornos de
grão do lingote. Encontram-se nos aços acalmados (0,007 % Al em massa) e formam-
se na última região a se solidificar da solidificação do lingote. Dependem mais da
temperatura e do teor de oxigênio do que as do tipo I. Este tipo de inclusões diminui a
ductilidade e a tenacidade dos aços, além de aumentar a susceptibilidade à formação
de trincas. Vários estudos têm mostrado que este tipo de inclusão é particularmente
prejudicial para as propriedades mecânicas dos materiais.
• Tipo III: Estas inclusões são encontradas nos aços acalmados (0,038 % Al em massa).
São irregulares com forma angular e distribuídas de forma aleatória no aço. São
bastante parecidas com as do tipo I, usualmente formam inclusões monofásicas já que
precipitam em temperaturas mais elevadas do que as do tipo II. Estas inclusões são
menos críticas que as do tipo II, mas mais críticas que o tipo I.
As diferentes morfologias das inclusões de sulfetos ocorrem devido a diferentes
fatores como diminuição da solubilidade do enxofre no aço líquido, quando a solubilidade do
oxigênio é baixa. A adição de elementos do grupo das terras raras muda a morfologia da
inclusão da forma alongada para uma arredondada, formando uma quarta categoria (Tipo IV).
Esta última distribuição melhora a usinabilidade do aço. Também alguns tratamentos térmicos
modificam a morfologia, como é o caso do tratamento térmico de esferoidização (JIANG et
al., 1996; CHIAVERINI, 1996).
A morfologia das inclusões é apresentada na figura 2.6.
Tipo I - Inclusões globulares
Tipo II – Inclusões entre o contorno de
grão
Tipo III – Inclusões de forma irregular
Figura 2.6 – Tipos de morfologia das inclusões de sulfeto de manganês. (KIESSLING, 1978).
De acordo com Boulger (1978), o controle do tamanho, forma e distribuição das
inclusões é importante já que dependendo destes três fatores a usinabilidade do material pode
melhorar ou não. Na figura 2.7, observa-se a influência do teor de silício no tamanho e forma
das inclusões para dois aços com composição similar. O aço com menor teor de Si apresenta
as inclusões maiores e, portanto, a melhor usinabilidade (índice de usinabilidade de 176
contra 125 do que tem inclusões menores).
Figura 2.7 – Influência do tamanho e forma do MnS na usinabilidade do aço (BOULGER, 1978).
Jiang (1996), no seu trabalho com um aço ressulfurado, também concluiu que os
sulfetos de formas alongadas são mais efetivos na redução da força de corte que aqueles que
têm sulfetos com formas globulares. No entanto, estes últimos aumentam a vida da ferramenta
ao reduzir o desgaste de flanco. Também observou que aumentando a fração em área ou o
fator de forma das inclusões de sulfeto, as forças de usinagem e o desgaste da ferramenta
diminuem.
Quando a matriz do aço é deformada durante o processo de conformação mecânica, a
inclusão de MnS normalmente muda sua forma para agulhas ou plaquetas. Devido a esta
alteração na morfologia, as propriedades do aço podem mudar em diferentes regiões do
lingote, o que influencia alguns aspectos como a usinabilidade do material. Segundo Finn
(1978), níveis de enxofre maiores que o máximo especificado para o aço de médio carbono
(0,05% S), reduzem as forças de corte e o desgaste da ferramenta, já que as inclusões
interrompem a deformação plástica da matriz ao criar micro-espaçamentos e microtrincas na
interface matriz/inclusão, facilitando a fratura dúctil e posterior remoção de material ao
formar cavaco. É também importante comentar que em aços com médio carbono as inclusões
de sulfeto de manganês sempre aparecem envoltas pela ferrita. Isso é observado, porque a
nucleação da ferrita a partir da austenita, durante o resfriamento, ocorre preferencialmente nas
regiões de maior energia, que neste caso é a interface do sulfeto de manganês.
2.2.3 Deformabilidade das inclusões
Talvez a mais importante das características das inclusões seja a sua plasticidade. A
plasticidade tem uma grande influência no comportamento do aço, já que se a matriz e a
inclusão não estão atuando em conjunto durante os processos de fabricação, esta pode atuar
como uma fonte potencial para a geração de trincas ou defeitos no acabamento final. Por
outro lado, as inclusões podem melhorar a usinabilidade do aço, devido à sua participação do
fluxo plástico da matriz e à formação de um cavaco quebradiço, da mesma maneira, elas
atuam como uma espécie de lubrificante impedindo que o cavaco se adira à ferramenta e a
desgaste (JIANG et al., 1996; KIESSLING, 1978).
As inclusões de sulfeto de manganês (MnS) deformam plasticamente quando o aço é
trabalhado a quente, caso este seja deformado a frio ocorrem trincas na inclusão que
dependem da orientação dela na matriz. Embora Kiessling (1978), no seu trabalho sobre
inclusões no aço, tenha concluído que essas trincas não se propagam pela matriz.
Segundo Nordgren (1990), a deformação plástica de uma inclusão depende do valor
do fator de forma, e este depende de diversos fatores como o tipo de inclusão, a carga aplicada
(no caso da usinagem seriam os esforços de corte), a temperatura e o tamanho da inclusão.
Por exemplo, para uma inclusão que possui alta deformabilidade como o sulfeto de manganês
(MnS), o valor do fator de forma aumenta quando aumenta o tamanho da inclusão.
Jiang et al. (1996) verificou nos seus estudos sobre inclusões de sulfetos que, quanto
maior a deformabilidade da inclusão, menor é a força de corte necessária para usinar aço
ressulfurado. O aumento na deformabilidade da inclusão também causa um aumento na
formação e no tamanho da aresta-postiça-de-corte e consequentemente, na rugosidade final da
peça usinada.
2.2.4 Índice de deformabilidade
Ramalingam et al. (1977), no seu estudo sobre o índice de deformabilidade das
inclusões de sulfeto de manganês (MnS) em aços ressulfurados e com chumbo, comenta que
este índice é um bom indicador do efeito do MnS na usinagem dos aço-carbono. O autor
verificou também, que este índice aumenta com a velocidade de corte nos aços ressulfurados,
e define este índice para o processo de usinagem utilizando a seguinte expressão:
cavaco do cisalhante Deformação
deformar sem aço no MnS do forma deFator
cavaco no MnS do forma deFator
ln2
=
υ
(Eq. 1)
Onde o fator de forma é razão entre a largura e o comprimento da inclusão e é
identificada como lambda (λ).
Já Kiessling (1978) comenta que este índice de deformabilidade é um método para
comparar a deformação de uma inclusão com a da matriz de aço que a contem, o qual
depende da temperatura e dos esforços decorrentes do processamento do aço como mostra a
figura 2.8. A importância deste índice está no fato de que dá uma indicação do
comportamento plástico das inclusões in situ, isto é, na matriz (KIESSLING, 1978).
Figura 2.8 – Deformação das inclusões e da matriz de aço sob diferentes temperaturas (KIESSLING, 1978).
A figura 2.8 mostra que as inclusões de sulfeto de manganês deformam plasticamente
independente da temperatura até uma relação de compressão da matriz de aproximadamente
6, depois desse valor a inclusão deforma menos que a matriz. A figura 2.9, mostra a variação
do índice de deformabilidade com a temperatura para diferentes tipos de inclusão. Nesta
figura, também se observa que a plasticidade das inclusões de sulfeto de manganês (MnS) é
muito similar à deformabilidade da matriz de aço para uma ampla faixa de temperaturas que
vão desde a temperatura ambiente até temperaturas elevadas. No entanto, este comportamento
depende de fatores como a solubilidade de elementos no MnS, a orientação da inclusão e a
composição do aço e o tratamento térmico.
Nesta revisão foram abordados, até esta parte do texto, aspectos relacionados com a
microestrutura dos aços, com as inclusões de sulfeto de manganês e com suas propriedades
mecânicas. Na seqüência desta revisão são abordados pontos relacionados com o processo de
usinagem e com a usinabilidade dos aços.
Figura 2.9 – Índice de deformabilidade em função da temperatura para diferentes tipos de inclusão
(KIESSLING, 1978).
2.3 Usinagem
A usinagem é um processo de corte que envolve operações com ferramentas de
geometria definida e não definida, cujo objetivo é conferir as dimensões finais, tais como as
características geométricas, tolerância dimensional, intercambiabilidade entre partes e
acabamento superficial para o qual foram projetadas as peças, mediante a remoção de
camadas de material em forma cavaco (SALAK et al., 2006; KALPAKJIAN 2006).
O processo de usinagem pode ser dividido em processos de corte, processos abrasivos
e processos não tradicionais como, químicos, elétricos e ópticos (KALPAKJIAN 2006;
FERRARESI 1977). Dentro dos processos de corte podem-se encontrar diferentes formas de
remoção de material, os mais comuns utilizados na indústria metal-mecânica são: o
torneamento, a furação e o fresamento (SHAW, 2005; ALTINTAS, 2000; FERRARESI,
1977).
As operações de usinagem também podem ser classificadas como usinagem
tradicional e usinagem de ultra-precisão (WU et al., 2005, TRENT, 2000). Dentre os
processos de usinagem tradicional encontra-se o torneamento cilíndrico ou simplesmente
torneamento.
2.4 Torneamento
O torneamento é um processo de usinagem, cujo objetivo é gerar uma superfície
externa de revolução mediante o uso de uma ferramenta de corte que se desloca em uma
trajetória e que atua sobre uma peça, que se encontra girando em um eixo de uma máquina
chamada torno (ALTINTAS, 2000; FERRARESI, 1977).
Pode-se classificar o torneamento como de desbaste, onde a peça é usinada com o
intuito de se aproximar às características geométricas e dimensionais desejadas, e
torneamento de acabamento, que é posterior ao desbaste e que confere à peça as tolerâncias e
dimensões finais.
2.4.1 Grandezas de corte na operação de torneamento
Existe uma série de grandezas associadas ao processo de torneamento, elas podem ser
grandezas de avanço, de penetração e de corte. Algumas delas são ajustadas no torno antes de
realizar o processo de torneamento como o avanço, a profundidade de corte e a rotação.
Outras grandezas, como a velocidade de corte, são obtidas a partir de relações matemáticas.
As grandezas mais importantes no processo de torneamento são: o avanço (f), a profundidade
de corte (a
p
), a velocidade de corte (v
c
) e a velocidade de avanço (v
f
). (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2006; FERRARESI, 1977).
2.4.1.1 Avanço (f)
Avanço (f) é a distância longitudinal que a ferramenta percorre sobre a peça a cada
volta; a unidade é dada em [mm/volta]. (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2006;
FERRARESI, 1977).
2.4.1.2 Profundidade de corte (a
p
)
Profundidade ou Largura de Corte (a
p
) é a distância de penetração da ferramenta na
direção radial, no caso do torneamento cilíndrico, ou longitudinal, no caso do faceamento; a
unidade da profundidade de corte é [mm] (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2006;
FERRARESI 1977).
2.4.1.3 Velocidade de corte (v
c
)
Velocidade de Corte (v
c
) é a velocidade periférica que tem a superfície da peça com a
ferramenta ou vice-versa. Depende da velocidade de rotação e do diâmetro da peça e é dada
em [m/min] (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2006; FERRARESI, 1977).
2.4.1.4 Velocidade de avanço (v
f
)
Velocidade de avanço (v
f
) é a velocidade instantânea de um ponto de referência
situado na aresta cortante da ferramenta, em relação ao movimento de avanço. É dada em
[mm/min] (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2006; FERRARESI, 1977). A figura 2.10,
mostra as diferentes grandezas do processo de torneamento.
Figura 2.10 – Grandezas do torneamento. Velocidade de corte (V
C
), velocidade de avanço (V
f
), profundidade de
corte (a
p
), avanço (f) e rotação da peça (n)
2.4.2 Ferramenta de corte
A ferramenta de corte é a responsável direta pela remoção do material da peça e a
conseqüente formação de cavaco. Os avanços tecnológicos obtidos nos ensaios realizados por
diferentes pesquisadores mostraram que o material da ferramenta, sua geometria e seu
posicionamento no torno, podem influenciar no processo de usinagem, mais especificamente
na deformação da peça junto à região usinada, distribuição das tensões e temperaturas, o que
afeta as forças de usinagem e o acabamento superficial dentre outros fatores (PAWADE,
2007; MACHADO & SILVA, 2004).
Dentre os parâmetros relevantes das ferramentas de corte a se levar em conta estão: a
geometria e o material da mesma. Estes parâmetros afetam diretamente a zona primária dentro
do processo de corte e estão relacionados com o atrito entre a ferramenta e a peça, o desgaste
da ferramenta, a temperatura gerada no processo e a forma do cavaco produzido
(KALPAKJIAN, 2006; TRENT, 2000; FERRARESI, 1977).
A ferramenta utilizada no processo de torneamento é complexa, devido à grande
quantidade de ângulos, arestas e superfícies que esta possui, sendo constituída por uma série
de superfícies que desempenham uma tarefa importante na usinagem, já que permitem que o
cavaco formado possa se desprender facilmente da peça com diferentes formas e tamanhos
(DINIZ et al., 2006; MACHADO & SILVA, 2004). No caso do torneamento, entre as partes
constitutivas da ferramenta estão: as superfícies, as arestas e a ponta.
Entre as superfícies podem-se distinguir a superfície de saída e as superfícies principal
e secundária de folga. Dentre as arestas encontram-se a principal de corte e a lateral de corte.
Na figura 2.11 podem ser observadas as superfícies da ferramenta de corte.
Figura 2.11 – Ângulos e superfícies da ferramenta de corte (KALPAKJIAN, 2006)
A geometria da ferramenta de corte apresenta-se como uma variável relevante no
comportamento do material quando usinado, uma vez que pequenas alterações dimensionais e
nos ângulos resultam em condições distintas quanto ao comportamento do material. A
ferramenta influencia na energia gasta para a remoção do material e, portanto, podendo
aumentar a vida da ferramenta e melhorar o acabamento superficial da peça (RODRIGUES,
2005).
A escolha do material da ferramenta de corte é um dos fatores mais importantes nas
operações de usinagem de materiais. Um bom material para ferramenta de corte deve possuir
elevada dureza, boa resistência ao desgaste a quente e tenacidade suficiente para resistir à
fratura. Deve possuir também boa resistência ao choque térmico e baixa reatividade com o
material da peça (SHAW, 2005; TRENT, 2000). Atualmente existem no mercado diferentes
materiais para ferramentas, os mais utilizados no campo da usinagem são: aço-rápido (HSS),
metal duro com ou sem revestimento, cerâmicos, diamante policristalino (PCD), nitreto de
boro cúbico (CBN), e materiais reforçados com fibras de carboneto de silício (SiC)
(“whiskers”) (KALPAKJIAN, 2006; DOYLE, 1988).
Na figura 2.12 é apresentado um gráfico de dureza a quente do material da ferramenta
com relação à sua resistência e tenacidade. Observa-se que o diamante, apesar de ser o
material mais duro, é o que possui também a menor tenacidade; já o HSS, que é o material
com a maior tenacidade, possui a menor dureza dentre os materiais.
Figura 2.12 – Relação entre a dureza a quente e a resistência ao desgaste com a resistência e a tenacidade de
diferentes materiais para ferramenta. (KALPAKJIAN, 2006)
O estudo dos mecanismos e tipos de desgaste das ferramentas de corte é importante
porque está relacionado com a vida da ferramenta e a qualidade superficial dos materiais
usinados. O desgaste da ferramenta ocorre em superfícies específicas onde os esforços, as
deformações e a temperatura atingem valores que ultrapassam os limites do material da
ferramenta. O conhecimento dos mecanismos de desgaste também é importante para a escolha
da ferramenta adequada e dos parâmetros de usinagem (TRENT, 2000; FERRARESI, 1977).
Existem diferentes mecanismos de desgaste nas ferramentas de corte, entre eles estão
o desgaste por abrasão, por adesão, por difusão, por fadiga e desgaste químico (corrosão).
Todos eles podem ocorrer juntos ou separadamente dependendo das condições da operação
tais como: esforços de contato, velocidades relativas na região de desgaste, temperatura e das
propriedades físicas dos materiais em contato (SHAW, 2005; ALTINTAS, 2000, KENDALL,
1989). Os tipos de desgastes mais comuns são (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2006;
SHAW, 2005):
Desgaste de flanco: é o tipo de desgaste que ocorre na superfície de folga da ferramenta,
causado pelo contato entre a ferramenta e a peça. O acabamento superficial da peça é
deteriorado por esse tipo de desgaste, devido à modificação total da forma da aresta de corte
original. A vida da ferramenta é calculada ao se medir o tempo para atingir um valor
determinado de desgaste (V
B
), ou o tempo para que a ferramenta atinja o seu valor limite de
desgaste (V
B max
).
Desgaste de cratera: ocorre na superfície de saída da ferramenta, causado pelo atrito entre
ferramenta e cavaco, com predomínio do mecanismo de difusão. A vida da ferramenta é
calculada ao se medir o tempo para atingir um valor determinado da profundidade da cratera
(KT), ou o tempo para que a ferramenta atinja o seu valor limite de desgaste (KT
lim
). Quando
o desgaste de cratera se encontra com o desgaste de flanco ocorre a quebra da ferramenta.
Nas Figuras 2.13 a, b, podem ser observados, respectivamente, os desenhos
esquemáticos dos desgastes de flanco (indicado pela letra a) e de cratera.
a) Desgaste de flanco
b) Desgaste de Cratera
Figura 2.13 - Desgastes mais comuns nas ferramentas (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2006)
O desgaste da ferramenta é influenciado principalmente pelos esforços gerados na
ferramenta devido às forças de usinagem, estes esforços são do tipo compressivo e de
cisalhamento. O esforço compressivo (k
s
) atua sobre a superfície de saída da ferramenta,
levando ao desgaste de cratera. Enquanto que o esforço de cisalhamento (k
r
) ocorre na
superfície principal de folga provocando o desgaste do flanco. As zonas onde se apresentam
estes esforços são apresentadas na figura 2.14 (KENDALL, 1989).
Figura 2.14 – Regiões de esforços na ferramenta (KENDALL, 1989)
2.5 Forças no torneamento
As forças de usinagem oferecem informações importantes sobre o processo de
remoção de material, permitindo conhecer aspectos como o desgaste da ferramenta, a
presença de aresta-postiça-de-corte (APC) e as mudanças nos parâmetros de corte como a
profundidade de corte, o avanço e a velocidade de corte (ISIK, 2007; AKAWASA et al.,
2004). As forças de usinagem também são importantes na usinagem, pois são utilizadas no
desenho das ferramentas, dos suportes das ferramentas e na definição de potência requerida
pela máquina, além de ser um dos critérios para a determinação da usinabilidade dos materiais
(SHAW, 2005; TRENT, 2000).
As forças de usinagem se dividem em várias componentes como se observa na figura
2.15. As principais componentes são: a força de corte (F
c
) que atua sobre a face de saída (OY)
e força de avanço (F
a
) que atua sobre a direção de avanço da ferramenta (OX). De acordo com
Shaw (2005), a força de corte é a maior do processo e é a responsável pelo consumo de
potência da máquina. A força de avanço (F
a
) pode ser calculada, aproximadamente, como a
metade da força de corte. Outra das componentes é a força passiva (F
p
), que é aquela
componente na direção radial da peça (OZ), e corresponde à menor de todas as forças;
normalmente é negligenciada dos cálculos. Estas forças também podem ser estimadas
mediante cálculos matemáticos, que são apresentados na maioria da literatura especializada
(SHAW, 2005; TRENT, 2000; FERRARESI, 1977). Experimentalmente, as forças envolvidas
no processo de usinagem podem ser medidas nos três eixos do torno utilizando dinamômetros
adaptados a um porta-ferramentas (KALPAKJIAN, 2006; SHAW, 2005; TRENT, 2000;
FERRARESI, 1977).
Figura 2.15 - Forças de corte no torneamento. Força de corte e de avanço (F
C
, F
a
), profundidade de corte (a
p
),
velocidade do cavaco (V
CAV
), espessura do cavaco (t), ângulos de saída e cisalhamento (α,Φ). (TRENT, 2000).
Estas forças de usinagem (força de corte e força de avanço) geram dois esforços sobre
a área de contato na superfície de saída da ferramenta, um de compressão e outro de
cisalhamento, como comentado anteriormente. O primeiro esforço corresponde à pressão
específica de corte (k
s
), que é um parâmetro importante na usinagem e é considerado como
um bom índice para a usinabilidade de um material (MACHADO & SILVA, 2004). O
segundo esforço é a resistência ao cisalhamento do material sobre a fase de saída (k
r
). Este
esforço é importante porque é o que permite a saída do cavaco. Estes dois esforços são os
responsáveis pelos diferentes tipos de desgastes que se apresentam na ferramenta durante a
usinagem (TRENT, 2000). Com as forças de usinagem também é possível calcular a
resistência ao cisalhamento do material (
s
k
) no plano de cisalhamento (OD), apresentado na
figura 2.15, no processo de corte. Esta resistência pode ser calculada dividindo a força no
plano de cisalhamento (F
s
) (requerida para formar o cavaco), pela área do plano de
cisalhamento (A
s
), (relacionada com a profundidade de corte (a
p
), o avanço (f) e com o ângulo
do plano de cisalhamento (Φ)). O valor da resistência ao cisalhamento varia um pouco em
uma ampla faixa de avanços e de velocidades de corte (TRENT, 2000). Na tabela 2 se têm
vários valores de resistência ao cisalhamento.
Tabela 2 - Diferentes valores da resistência ao cisalhamento para vários materiais (TRENT, 2000)
Outras forças
importantes dentro do
processo de corte são as
que atuam na zona de
fluxo ou na face de saída
da ferramenta. Estas
forças são as
responsáveis pelo
cisalhamento na área de
fluxo e pela retirada do cavaco através da face de saída da ferramenta (TRENT, 2000). Uma
contribuição importante nessa área é feita pela força de avanço (F
a
), que segundo Trent (2000)
é uma medida do deslocamento exercido sobre o cavaco enquanto é removido da face de saída
quando a ferramenta tem um ângulo de saída de 0°. Portanto, esta força é considerada como o
produto entre a resistência ao cisalhamento do material sobre a fase de saída (k
r
) e a área de
contato cavaco-ferramenta (A
r
).
Experimentalmente se observou que as forças de corte e avanço, diminuem à medida
que aumenta a velocidade de corte até atingir um valor aproximadamente constante, para uma
determinada faixa de velocidades de corte. Não obstante, quando existe uma mudança na
microestrutura do material da peça, como uma fase dúctil, estas forças aumentam seu valor,
como foi verificado no estudo de Grumm e Kisin (2003). Este trabalho mostrou que a
usinagem de três ligas de alumínio-silicio com diferente microestrutura, mas com dureza
semelhante, apresentou resultados diferentes de esforços de corte sob as mesmas condições de
usinagem.
No caso de um metal com uma elevada pureza (Fe, Ni, Al, Cu), e com estruturas
cristalinas CCC (cúbica de corpo centrado) e CFC (cúbica de face centrada), as forças de
usinagem são altas devido a diferentes fatores como: uma maior área de contato na face de
saída da ferramenta, um menor ângulo do plano de cisalhamento e um cavaco com uma
espessura maior em baixas velocidades de corte. Estes fatores são o motivo para que o metal
puro seja considerado de difícil usinagem. No entanto, existem materiais puros (Mg, Ti, Zr)
com estrutura cristalina HC (hexagonal compacta), onde as forças de corte são menores e o
cavaco é delgado. Experimentalmente também se verifica que para a maioria dos metais e
ligas, o cavaco produzido é delgado e as forças de corte diminuem à medida que aumenta a
velocidade de corte, como descrito anteriormente e como se observa na figura 2.16. (TRENT,
2000).
Figura 2.16 - Relação entre a força de corte e a velocidade de corte para ligas e metais puros.
(TRENT, 2000)
Alauddin (1998) também observou durante seu estudo na usinagem de Inconel 718,
que as forças de corte diminuem devido a dois fatores principais: primeiro ao aumento do
ângulo de cisalhamento, o que leva a um plano de cisalhamento menor e, portanto, os esforços
requeridos para deformar o material são menores. E segundo devido à diminuição do atrito na
interface cavaco-ferramenta, devido ao contato nesta interface ser menor.
De acordo com Shaw (2005), a formação do cavaco também influencia no valor das
forças de usinagem, para o autor, todas as teorias desenvolvidas para tentar explicar a
mecânica do corte, baseiam-se na premissa de assumir um cavaco contínuo e a não formação
de aresta-postiça-de-corte (APC). No caso onde se tem cavaco irregular ou complexo, as
forças de usinagem e a potência sofrem certas variações comparadas com as predições das
teorias estabelecidas por autores como Ernst e Merchant (1945), Lee e Shaffer (1951), Cook,
Finnie e Shaw (1954), dentre outros. Tais variações são, do ponto de vista do comportamento
mecânico do material, as seguintes:
- As forças diminuiriam com um cavaco descontínuo.
- As forças diminuiriam com a formação de aresta postiça, ou seja, as forças de corte
aumentarão se a velocidade de corte diminui até uma faixa onde é provável a formação
de aresta postiça.
- As forças de corte aumentam com o aumento da zona de fluxo de cavaco.
- As forças de corte aumentam se aumenta o encruamento durante o corte.
Existe também uma força associada à força de corte que tem sido utilizada por
diferentes pesquisadores para analisar a influência de diferentes características tais como a
microestrutura do material e os parâmetros de corte no processo de usinagem (TOH, 2004;
AKAWASA, 2004; GRUMM & KISIN, 2003). Esta é conhecida como força dinâmica (F
d
), e
é a componente dinâmica da força de corte. Toh (2004) calculou-a, como a diferença entre a
força de corte num ponto em particular e a média da força estática calculada. Esta força
também está associada à oscilação entre o valor da força no começo e o valor no final do
processo de corte. Akawasa (2004) calculou a força dinâmica, como o desvio padrão da
magnitude da força de corte, e a utilizou para estudar o efeito da microestrutura e da dureza na
usinabilidade de aços de cromo-molibdênio de médio carbono. Grum e Kisin (2003) também
utilizaram a força dinâmica como um dos critérios para avaliar a influencia da microestrutura,
especialmente do tamanho e distribuição das fases presentes nas forças de corte de três
materiais com diferentes microestruturas e mesma dureza.
2.6 Usinabilidade
Existem diferentes definições na literatura para a usinabilidade, mas todas sempre
concordam na importância de sua avaliação no processo de corte. A usinabilidade pode ser
definida de uma forma bastante genérica e tecnológica como a medida de quão fácil um metal
pode ser cortado, dada uma série de condições de operação como velocidade de corte, avanço
e profundidade de corte. A usinabilidade pode ser avaliada com base na vida da ferramenta,
acabamento superficial e nas forças de usinagem geradas no processo de corte (SHAW, 2005;
ISIK, 2007; EZUGWU et al., 2003; STRAFFORD, 1997; DOYLE, 1988). Dependendo do
critério escolhido, esta pode ser boa em uns processos e ruim em outros. Além disso, estes
ensaios podem ser de curta ou de longa duração, sendo os primeiros os mais utilizados na
indústria metal-mecânica. Alguns dos critérios utilizados nos ensaios de usinabilidade são
(FERRARESI, 1977).
- Critérios baseados na vida da ferramenta.
- Critérios baseados nas forças de usinagem.
- Critério baseado no acabamento superficial.
- Critério baseado nas características do cavaco.
Ferraresi (1977) também define a usinabilidade como uma grandeza tecnológica que
expressa, por meio de um valor numérico, um conjunto de características de usinagem do
metal ou liga, em relação de outro tomado como padrão. Esta grandeza é conhecida como
índice de usinabilidade e permite classificar cada um dos aços e suas ligas mediante uma
porcentagem, que indica a sua qualidade e facilidade para serem usinados. O índice de
usinabilidade é obtido ao se comparar o comportamento em usinagem de um metal com outro
metal padrão (ABNT B1112), o qual tem um índice de usinabilidade de 100% quando
torneado com uma velocidade de corte de 54 m/min (DOYLE, 1988). Outro critério utilizado
é a velocidade de corte v
60
, que é a velocidade que permite obter uma vida de ferramenta de
60 minutos para um determinado desgaste da ferramenta sob certas condições
(KALPAKJIAN, 2006; DOYLE, 1988; FERRARESI, 1977). Os fatores que influenciam na
determinação do índice de usinabilidade são: (SHAW, 2005; FERRARESI, 1977).
- Material da peça (composição química, microestrutura, dureza, resistência à tração);
- Processo e condições de usinagem (material da ferramenta, parâmetros de corte, fluidos de
corte, rigidez do conjunto máquina-ferramenta-peça);
- O tipo de critério que será usado na avaliação.
Geralmente, a usinabilidade também é relacionada com a dureza do material, isto é,
quanto mais duro for um metal, menor será a sua usinabilidade. No entanto, alguns trabalhos
mostraram que a usinabilidade é influenciada mais pela microestrutura do que pela dureza
(AKAWASA, 2004; GRUM, 2003; JIANG et al., 1994; FINN, 1981), porque as propriedades
mecânicas dependem da composição química e da microestrutura do material, como é o caso
da dureza. Por exemplo, nos aços carbono a usinabilidade é influenciada pelo teor de carbono,
elementos de liga, inclusões e pela fração das fases presentes, dentre outras características
microestruturais. No caso da dureza, esta pode significar valores altos ou baixos de
usinabilidade, já que existem materiais com valores baixos de dureza que são difíceis de
usinar. Por outro lado, durante a usinagem do material, este pode encruar aumentando a
dureza e afetando sua usinabilidade. Essas observações concordam com a definição de
usinabilidade dada por Trent (2000), a qual é a mais adequada para os objetivos deste
trabalho. Trent (2000) aborda que o comportamento que os materiais têm quando usinados,
devem ser avaliados do ponto de vista da microestrutura, tratamento térmico e propriedades
mecânicas. A usinabilidade das ligas pode ser melhorada se a microestrutura for constituída
de duas fases. Microestruturas com uma segunda fase frágil, apresentam melhor usinabilidade
já que facilitam a quebra do cavaco em uma matriz dúctil (FINN, 1981; KOSA, 1981).
Independentemente da definição adotada, o termo usinabilidade é um dos índices mais
importantes na indústria da usinagem. Este parâmetro permite selecionar os melhores
materiais e os parâmetros otimizados para cada processo de usinagem. Sua avaliação, do
ponto de vista tecnológico, permite o planejamento de novas estratégias, além da aceitação de
novas condições de produção. (ISIK, 2007).
2.6.1 Usinabilidade dos aços
A usinabilidade de um aço-carbono é influenciada principalmente pelo teor de carbono
e dos elementos de liga, como também pela microestrutura e comportamento mecânico do
material (AKAWASA et al., 2004; FINN, 1981; CHIAVERINI, 1996). Strafford (1996), ao
determinar a usinabilidade do aço-carbono, observou que as forças de corte são dependentes
da microestrutura, especialmente do tamanho de grão da ferrita e da perlita, bem como de suas
frações volumétricas. Salak et al.(2006), também discute que a melhor forma de caracterizar a
sua usinabilidade é através da microestrutura e a microdureza do material, ao estudar a
usinabilidade dos aços feitos com metalurgia de pó.
Nos aços de baixo carbono ocorrem altas deformações que geram esforços complexos
nas regiões deformadas, estas altas deformações, em conjunto com as forças de atrito,
aumentam a temperatura na ponta da ferramenta de corte e nas regiões próximas a ela,
favorecendo, portanto, a remoção de material por cisalhamento e fratura dúctil da matriz
ferrítica. No entanto, o cavaco para este tipo de aços é continuo o que aumenta as forças de
corte. A usinabilidade destes aços pode ser melhorada encruando-os para aumentar sua
resistência e diminuir sua ductilidade, ou aumentando o teor de enxofre para formar inclusões
de sulfeto de manganês (FINN, 1981; BOULGER, 1978). Singh et al. (1997), estudou o efeito
da quantidade de inclusões na usinabilidade de um aço de baixo carbono com 0,24% de
carbono em massa. Desses estudos o autor observou que ao reduzir a quantidade de inclusões
no aço mediante um tratamento com NaCl, a força de corte do material tende a aumentar seu
valor, enquanto que o desgaste da ferramenta diminui.
No caso dos aços de médio carbono com frações volumétricas de perlita de 40 até
75%, a cementita, que é o constituinte mais duro, propicia a formação dos micro-vazios na
zona de cisalhamento, permitindo assim, a remoção do cavaco. Isto melhora o acabamento
superficial, no entanto aumenta as forças de corte e o desgaste da ferramenta. Portanto, uma
forma de diminuir o desgaste da ferramenta e de melhorar a usinabilidade do aço é através de
um tratamento térmico de normalização ou de recozimento, já que estes modificam a perlita,
melhorando significativamente a usinagem deste tipo de aço (FINN, 1981).
Para os aços de alto carbono que contêm de 75 até 100% de perlita, as forças de corte
são maiores que nos aços de baixo e médio carbono. Portanto, o avanço e a velocidade de
corte devem ser menores para minimizar o desgaste da ferramenta. A usinabilidade destes
aços pode ser melhorada também com um tratamento térmico de recozimento isotérmico ou
de esferoidização pela alteração da morfologia da perlita. O recozimento deixa os grãos de
perlita mais grosseiros reduzindo a perlita fina que é um microconstituinte de dureza mais
elevada (FINN, 1981).
Quando se usina aço em baixas velocidades de corte, este apresenta uma forte
tendência a formar aresta-postiça-de-corte (APC). Esta atua como uma extensão da
ferramenta ocasionando mudanças nas dimensões e na integridade superficial da peça. Devido
a esse fato, é difícil obter um bom acabamento superficial em velocidades de corte abaixo dos
31m/min (SHAW, 2005; JIANG et al., 1996; FINN, 1981). À medida que a velocidade de
corte aumenta, a ferramenta passa a cortar mais facilmente a matriz de ferrita, favorecendo a
formação de um cavaco contínuo e um posterior aumento nas forças de corte como
conseqüência da diminuição da aresta postiça. A figura 2.16 apresentada anteriormente mostra
valores mais elevados de esforços para baixas velocidades de corte. Além disso, a superfície
do cavaco pode se transformar em austenita, ocorrendo uma espécie de têmpera localizada,
endurecendo o cavaco e promovendo o desgaste da ferramenta (SHAW, 2005; FINN, 1981).
Para aumentar a usinabilidade dos aços são adicionados alguns elementos de liga
como enxofre (S), chumbo (Pb), fósforo (P), selênio (Se), telúrio (Te) e bismuto (Bi) durante
o processo de fabricação. Estes comumente se dissolvem na ferrita aumentando sua dureza
por solução sólida ou por formar carbonetos. Também por formar inclusões que ajudam na
redução do atrito entre o cavaco e a ferramenta, diminuindo o desgaste e favorecendo a fratura
do cavaco (JIANG et al., 1996; DOYLE, 1988; RAMALINGAM, 1977. Os aços que possuem
esta adição de elementos são conhecidos como de corte fácil e permitem velocidades de corte
maiores sem ocorrência de desgaste da ferramenta de corte (FINN, 1981; DOYLE, 1988). No
entanto, esses aços, por apresentarem piores propriedades mecânicas são indicados apenas
para algumas aplicações. Uma situação intermediária para aumento de usinabilidade sem
grande diminuição das propriedades mecânicas é a existência de inclusões de sulfeto de
manganês (MnS). Estas favorecem a usinabilidade do aço porque atuam principalmente no
plano de cisalhamento e na zona de fluxo, promovendo a fratura do cavaco durante o processo
de corte. As zonas de influência das inclusões podem ser observadas na figura 2.17
(FINN,1981; KIESSLING, 1978).
Figura 2.17 – Influência do sulfeto de manganês nas principais regiões do processo de corte (KIESSLING, 1978)
Nos aços ressulfurados as inclusões de sulfeto de manganês aumentam a tensão no
plano de cisalhamento ou zona primária, diminuindo a área de contato com a ferramenta. Isso
facilita o fluxo sobre a superfície de saída favorecendo o acabamento superficial da peça
usinada. Estas concentrações de tensão provocam um desprendimento da interface matriz-
inclusão que posteriormente se convertem em microtrincas que reduzem as forças de corte, o
consumo de energia e facilitam a fratura do cavaco. Na zona secundária, as inclusões são
deformadas na matriz diminuindo a tensão de cisalhamento. Com o aumento da temperatura,
o sulfeto de manganês tem um comportamento plástico que lhe permite deformar e depositar-
se sobre a interface cavaco-ferramenta atuando como uma barreira contra a difusão nesta
interface. Essa barreira é conhecida como built-up layer (BUL) e diminui o desgaste da
ferramenta na zona secundária (TRENT, 2000; KIESSLING, 1978; POULACHON, 2002;
PEREIRA et al., 2006; FINN, 1981). No entanto, esta camada é observada só em baixas
velocidades de corte, porque em velocidades mais altas (208 m/min) esta se perde,
provavelmente devido ao fato que a resistência do sulfeto de manganês é muito baixa para
suportar a carga induzida pelo contato com o cavaco (NORDGREN & MELANDER, 1990;
FANG; ZHANG, 1996; JIANG et al., 1996).
O efeito de aumentar as tensões na matriz depende da forma e do tamanho da inclusão.
Este efeito foi estudado por Jiang et al. (1996), que observou o efeito da composição, fator de
forma e da fração volumétrica das inclusões na usinabilidade do aço. O autor concluiu, entre
outras coisas, que a força de corte dos aços ressulfurados diminuía ao aumentar o fator de
forma e a fração volumétrica das inclusões no aço. Também verificou que a vida da
ferramenta aumenta com a fração volumétrica das inclusões. No entanto, o mesmo resultado
não foi obtido com um fator de forma maior. No caso da rugosidade, ressaltou que existe uma
ambigüidade entre o fator de forma e a fração volumétrica, já que aumentando estas variáveis,
a rugosidade pode melhorar em alguns casos e piorar em outros. Inclusões com seções
alongadas produzem valores mais elevados na relação entre tensão máxima e a tensão média
que aquelas inclusões com seção circular. Esta característica é vantajosa, especialmente nos
processos de usinagem onde se está focando em diminuir as forças de corte e o desgaste da
ferramenta (TRENT, 2000; KIESSLING, 1978; POULACHON et al., 2001). Kiessling (1978)
também explicou o papel do tamanho das inclusões de MnS na vida da ferramenta com
relação às trocas nas zonas de deformação. De acordo com o autor, as inclusões de tamanho
maior têm maior tendência a reduzir a deformação por cisalhamento no plano de cisalhamento
do que as inclusões menores. Além disso, as inclusões maiores reduzem o atrito cavaco-
ferramenta, enquanto que as menores o aumentam. Portanto, a vida da ferramenta melhora
quando o diâmetro da peça vai diminuindo, já que as inclusões maiores se encontram perto do
centro da peça (NORDGREN & MELANDER, 1990). Já partículas mais duras como
alumina, sílica e nitreto de titânio são consideradas nocivas porque favorecem o desgaste
abrasivo da face de saída da ferramenta (KIESSLING, 1978; POULACHON et al., 2001).
2.7 Caracterização mecânica estática e dinâmica
A caracterização mecânica estática e dinâmica de um material tem como propósito
obter uma série de propriedades em condições onde a taxa de deformação tem um papel
importante dentro de um determinado processo. A resposta mecânica dos materiais a altas
taxas de deformação difere significativamente da resposta estática e daquela com taxas
intermediarias. Os dados obtidos da caracterização são utilizados para desenvolver as
chamadas equações constitutivas dos materiais (que relacionam tensão e deformação), tais
como o modelo de Johnson-Cook, Zerilli-Armstrong, Cowper-Simonds, Nemat-Nasser &
Issacs, dentre outros; que tentam modelar o comportamento do material sob a ação de
diferentes parâmetros como a taxa de deformação, temperatura e a deformação. Existem
também alguns modelos mais complexos que relacionam os esforços com a movimentação de
discordâncias (VOYADJIS, 2003). Os fenômenos envolvidos nos processos de usinagem
estão relacionados com altas taxas de deformação e sua modelagem numérica é complexa.
Estudos preliminares foram feitos nesta área (CORREA et al., 2007).
A taxa de deformação é definida como a variação da deformação com relação ao
tempo e apresenta uma influência importante na tensão limite de escoamento, no limite de
resistência, na ductilidade e no encruamento dos materiais. A figura 2.18 apresenta a variação
da resistência mecânica à tração em função da taxa de deformação. Além disso, a dependência
da resistência à tração com a taxa de deformação aumenta com o aumento de temperatura
(MEYERS, 1999; DIETER, 1981).
Figura 2.18 – Efeito da taxa de deformação na resistência à tração a várias temperaturas (DIETER, 1981).
O efeito da taxa de deformação é observado em processos como usinagem, impacto e
alguns processos de conformação de metais, na literatura encontram-se vários trabalhos que
tratam desta variável e de sua influência nas propriedades mecânicas dos materiais (SASSO et
al., 2007; COUQUE et al., 2006; JOHNSON; COOK, 1985). Na tabela 3, são apresentados
diferentes faixas de taxa de deformação em função dos tipos de ensaios mecânicos.
Tabela 3 – Intervalos de taxas de deformação (DIETER, 1981)
Intervalo das taxas de deformação Condições ou tipo de teste
10
-8
a 10
-5
s
-1
Testes de fluência com carga ou tensão constante
10
-5
a 10
-1
s
-1
Testes de tração estática com máquinas hidráulicas ou de
transmissão mecânica
10
-1
a 10
2
s
-1
Testes dinâmicos de tração ou de compressão
10
2
a 10
4
s
-1
Testes de altas velocidades usando barras de impacto
(devem-se consideras efeitos de propagação de ondas)
10
4
a 10
8
s
-1
Hipervelocidade de impacto usando canhões de gás ou
projéteis explosivos (propagação de ondas de choque)
O processo de usinagem encontra-se na faixa de taxas de velocidade de 10
4
a 10
6
s
-1
,
este processo como apresentado, é um processo dinâmico e envolve muitas variáveis como
deformação e temperatura (SHAW, 2005).
2.7.1 Caracterização estática
Para a caracterização estática de um material, ou seja, em baixas taxas de deformação
(10
-5
a 10
-1
s
-1
), o ensaio mais utilizado é o de tração. O ensaio consiste de um corpo-de-prova
que é submetido a um carregamento uniaxial até a sua ruptura, enquanto ocorre isso, são feitas
medidas da sua deformação em função da tensão (figura 2.19). Este teste permite obter
informações básicas do material como a resistência à tração, o limite de escoamento, o
alongamento percentual e a redução de área. Com esses dados é possível construir a curva
tensão-deformação de engenharia e observar tanto o comportamento elástico quanto o
comportamento plástico do material (MEYERS, 1999; DIETER, 1981). É importante também
serem conhecidos os dados das deformações verdadeiras para serem utilizados, por exemplo,
em modelos numéricos.
Figura 2.19 - Desenho esquemático da máquina para o ensaio de tração (MEYERS, 1999).
O corpo-de-prova para o ensaio de tração é padronizado pelas normas ASTM E-8M,
ABNT NB4, podendo ser cilíndrico ou chato. A figura 2.20 apresenta os corpos-de-prova
utilizados para este ensaio.
Figura 2.20 - Corpos de prova utilizados em ensaios de tração (SOUZA, 1989).
Algumas dessas curvas obtidas do teste de tração são apresentadas na figura 2.21,
estes são os dois tipos de gráficos que caracterizam grande parte dos metais e outros
materiais.
Figura 2.21 – Gráficos de esforço-deformação em tração. Limite de escoamento contínuo (A), limite de
escoamento superior (B) e inferior (C), limite proporcional de escoamento (D), limite de resistência (D’), tensão
de ruptura (E), deformação uniforme (F) e deformação total (G) (MEYERS, 1999).
Alguns parâmetros da curva tensão-deformação de engenharia são definidos a seguir.
2.7.1.1 Limite de escoamento
O limite de escoamento é dado pela transição entre o regime elástico e o regime
plástico. Influenciam no limite de escoamento: composição química, estrutura cristalina, grau
de encruamento, temperatura, velocidade de deformação, estado de tensões. Os materiais
metálicos podem escoar de duas maneiras (MEYERS, 199; DIETER, 1981):
1. Escoamento contínuo (figura 2.21a). Nesse caso, a determinação do limite de escoamento
não fica tão clara. Define-se, neste caso, o limite de escoamento convencional, que
corresponde à tensão onde ocorre uma de deformação plástica permanente de 0,2% (Ponto
A).
2. Escoamento descontínuo (figura 2.21b): existe a formação de um patamar (bandas de
Lüders, ponto H). Neste ponto ocorre intensa deformação elástica sem aumento de carga.
Macroscopicamente observa-se uma ondulação na superfície da peça.
O limite de escoamento se calcula utilizando a seguinte expressão.
inicial área
escoamento de carga
escoamento de limite
=
Eq. 2
2.7.1.2 Limite de resistência
O limite de resistência é um ponto de instabilidade mecânica. Até o limite de
resistência a carga aplicada gera uma dada deformação e mantida a carga essa deformação
não aumenta. Fisicamente, o limite de resistência coincide com o aparecimento da estricção.
Esta é uma região onde a deformação se concentra e deixa de ser uniforme. Quando ocorre
estricção, ocorre a formação de uma triaxialidade de tensões. Já que cada seção transversal
estará submetida a uma tensão diferente. A estricção sempre aumenta, pois a redução de área
na seção da área da estricção aumenta em uma taxa crescente e o encruamento aumenta em
uma taxa decrescente. O limite de resistência se calcula utilizando a seguinte expressão
(SOUZA, 1982).
inicial área
aresistênci de carga
aresistênci de limite
=
Eq. 3
As outras características que podem ser avaliadas em um ensaio de tração são:
ductilidade e tenacidade.
Realmente, as curvas obtidas no ensaio de tração não são curvas verdadeiras, são
curvas de engenharia como mostra a figura 2.22. Para a determinação das curvas tensão-
deformação a área da seção não deve ser considerada sempre constante. A partir do ponto que
o material atinge o seu limite de resistência essa diminuição de seção torna-se ainda mais
pronunciada (MEYERS, 1999; DIETER, 1981).
Figura 2.22 - Curva Tensão-Deformação Verdadeira (DIETER, 1981).
2.7.2 Caracterização dinâmica
A caracterização dinâmica é feita para estudar o comportamento de um material
quando avalia condições dinâmicas de impacto, isto é, em altas velocidades de deformação.
(MEYERS, 1999).
Um dos ensaios utilizados para obter os parâmetros dos materiais referentes a um
estado de elevadas taxas de deformação é o ensaio da barra de Hopkinson. Este teste foi
primeiro documentado por Hopkinson e posteriormente desenvolvido por Kolsky em 1949
(SASSO et al.,2007; MEYERS, 1994). O ensaio consiste em um corpo-de-prova, o qual é
colocado entre duas barras elásticas. Um pulso de tensão compressiva é gerado na
extremidade da barra de entrada (ε
i
), quando este pulso atinge a interface entre a barra e o
corpo-de-prova, ele é parcialmente transmitido através do corpo-de-prova (ε
t
) e parcialmente
refletido (ε
r
). Os pulsos transmitido e refletido são medidos por extensômetros localizados nas
barras de entrada e saída. Os sinais armazenados podem ser posteriormente utilizados na
determinação da história da deformação do corpo-de-prova. O pulso de tensão é gerado
através do impacto de uma terceira barra, chamada de barra de impacto ou striker, contra a
barra de entrada. A barra de impacto é geralmente acelerada por uma pistola a gás
especialmente desenvolvida para este propósito. O esquema do teste da barra de Hopkinson se
apresenta na figura 2.23.
Figura 2.23 – Esquema do ensaio da barra de Hopkinson (ASM Handbook. V8.).
A sensibilidade à taxa de deformação dos materiais é ilustrada na figura 2.24. A curva
tensão deformação de um material varia de acordo com a velocidade com que o corpo-de-
prova é carregado.
Figura 2.24 – Variação da resistência à tração com a taxa de deformação (MEYERS, 1999).
Para este teste são feitas as seguintes asserções, com relação aos fatores dinâmicos
associados:
1. A propagação das ondas nas barras pode ser descrita com a teoria de propagação de
ondas unidimensionais.
2. O espécime está em equilíbrio dinâmico e os efeitos da inércia são negligenciados.
3. O campo do esforço e de deformação são uniformes no espécime.
4. Os efeitos do atrito em compressão são também negligenciados.
3. MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo são apresentados os aços utilizados neste estudo e os ensaios realizados
para a caracterização microestrutural, mecânica e a avaliação da usinabilidade destes aços,
utilizando os resultados de forças de usinagem obtidas durante o processo de torneamento. A
caracterização das inclusões de sulfeto de manganês (MnS) também foi realizada utilizando o
ensaio de dobramento de um corpo-de-prova. A caracterização mecânica foi feita utilizando
ensaios de dureza Vickers, ensaios de tração para avaliação das propriedades estáticas e na
barra de Hopkinson para avaliação das propriedades dinâmicas dos materiais estudados.
A parte experimental deste trabalho foi realizada no Laboratório de Fenômenos de
Superfície (LFS) e no Laboratório de Grupo de Mecânica dos Sólidos e Impacto em
Estruturas (GMSIE) da EPUSP. A caracterização microestrutural utilizando microscopia
eletrônica de varredura (MEV) foi feita nos Departamentos de Engenharia Metalúrgica e de
Materiais e de Minas e Petróleo da EPUSP.
3.1 Materiais
Os aços estudados neste trabalho correspondem aos da família ABNT 1045 e ABNT
1145 cuja composição nominal é apresentada na tabela 4.
Tabela 4 - Composição química nominal dos materiais estudados para as duas famílias (SAE, 1992).
%C %Si %Mn %P %S %Cr
1045
1145
0,43-0,50
0,42-0,49
0,15-0,35
0,15-0,35
0,60-0,90
0,70-1,00
Max 0,04
Max 0,04
Max 0,05
0,07-0,13
0,10-0,20
0,10-0,20
Os materiais foram fornecidos na forma de barras laminadas de aproximadamente
50mm de diâmetro. Foram fornecidos dois aços de diferentes corridas com composição base
no ABNT 1045 (que serão indicados por 1045-A e 1045-B), os quais possuem enxofre na
faixa de 0,03% em massa e dois aços de diferentes corridas com composição base no ABNT
1145 (que serão indicados por 1145-A e 1145-B), os quais possuem enxofre na faixa de
0,07% em massa.
3.2 Métodos
Para a caracterização dos materiais e suas propriedades foram feitos diferentes ensaios
e suas medições correspondentes. Os procedimentos adotados e os instrumentos utilizados
para cada ensaio são apresentados neste capítulo.
3.2.1 Caracterização microestrutural
A preparação metalográfica dos corpos-de-prova consistiu em lixamento, polimento e
em alguns casos ataque metalográfico com o reagente Nital 3% para revelar a microestrutura,
para posterior observação utilizando o microscópio óptico Olympus BX60M do Laboratório
de Fenômenos de Superfície (LFS) e nos microscópios eletrônicos de varredura dos
Departamentos de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da EPUSP (Philips XL-30) e de
Engenharia de Minas e Petróleo da EPUSP (LEO 440). Algumas das amostras não foram
atacadas, pois as inclusões de sulfeto de manganês são visíveis utilizando microscopia óptica
(MO) sem o ataque, o que facilita a sua identificação e caracterização.
3.2.1.1 Metalografia quantitativa
A metalografia quantitativa dos corpos-de-prova é uma etapa importante para a
caracterização de um material porque permite conhecer aspectos ligados à microestrutura
como: a fração volumétrica de perlita e de inclusões e tamanho de grão. Os procedimentos de
metalografia quantitativa são descritos a seguir.
a. Determinação da fração volumétrica de perlita (FVP)
A fração volumétrica de perlita foi determinada por metalografia quantitativa,
utilizando uma grade de 100 pontos. Para avaliar a porcentagem, procedeu-se da seguinte
forma: os pontos que coincidiam com a estrutura da perlita foram considerados como sendo
perlita e dessa forma, pôde-se estimar o quanto de perlita havia na microestrutura do material.
Também foi utilizado o programa Leica Qwin para avaliar a fração volumétrica dessa fase.
Esses procedimentos foram comparados e a utilização do software mostrou mais adequada
neste caso, pois o procedimento não depende tanto da experiência do operador.
b. Determinação do tamanho de grão (TG)
O tamanho de grão do aço foi determinado por metalografia quantitativa, utilizando
uma circunferência-gabarito. Para a estimativa do tamanho de grão foram registradas para
cada amostra quantas intersecções havia entre os contornos de grão e interfaces (ferrita-
perlita) e o traçado da circunferência. Esta análise foi feita utilizando ampliações de 500
vezes. Esse valor foi correlacionado com o traçado da circunferência-gabarito.
c. Análise das inclusões
Utilizando microscopia óptica, as inclusões foram observadas e analisadas sob os
aspectos quantitativos e qualitativos nas seções longitudinais e transversais, para isto os
corpos-de-prova não foram atacados metalograficamente. Para a análise quantitativa foi
utilizado o programa Leica Qwin em pelo menos 50 campos.
3.2.2 Determinação da dureza Vickers (HV 30)
A dureza Vickers foi determinada nas seções transversais e longitudinais da barra,
para isto foi utilizado o durômetro Struers com uma carga de 30 kgf.
3.2.3 Ensaio de torneamento
3.2.3.1 Máquina-ferramenta e corpos-de-prova
Utilizou-se para os ensaios de usinagem um torno convencional marca ROMI S-30,
pertencente ao Departamento de Engenharia Mecatrônica da EPUSP. As dimensões dos
corpos-de-prova foram barras de seção redonda de aproximadamente 50 mm de diâmetro e
150 mm de comprimento (figura 3.1). A ferramenta utilizada foi de metal duro plana do tipo
(TPNM 16-03-04) com raio de ponta de 0,4 mm, sem recobrimento e sem quebra-cavaco
como é apresentado na figura 3.2. A microestrutura das ferramentas não foi observada, mas o
tipo e a marca da ferramenta não foram alterados. Foi utilizada uma aresta nova para cada
ensaio, de forma a manter sempre as mesmas condições para cada análise. Esta ferramenta foi
escolhida com base nas dimensões do porta-ferramentas instrumentado. A ferramenta possui
ângulos de saída de 6º e de folga de 11º. O ângulo de posição foi de 90º de forma semelhante
ao corte ortogonal. O mesmo tipo de ferramenta foi utilizado em todas as condições de ensaio,
para minimizar o número de variáveis a serem analisadas e para a obtenção de resultados
comparativos.
Figura 3.1 – Dimensão do corpo-de-prova utilizado no ensaio de torneamento
Figura 3.2 – Ferramenta de corte utilizada TPNM 16-03-04
3.2.3.2 Ensaio
Para a execução do ensaio utilizaram-se os seguintes parâmetros de corte: avanço (f)
de 0,205 mm/volta, profundidade de corte (a
p
) de 1 mm (no raio). Foram utilizadas rotações
de 1120, 710, 280 e 90 rpm nos ensaios, que resultaram em velocidades de corte de
aproximadamente 190, 115, 45 e 15 m/min, respectivamente. No aço ABNT 1145-B, as
velocidades de corte variaram um pouco, mas apresentaram valores próximos aos avaliados
nos outros ensaios. O fato de ser um torno convencional traz algumas limitações e os corpos-
de-prova desse aço apresentaram diâmetros um pouco inferiores aos demais. Para as medições
de forças de usinagem foram feitas cinco repetições para cada velocidade de corte, trocando-
se as pontas da ferramenta para cada condição. Assegurando assim, a mínima influencia do
desgaste da ferramenta.
3.2.3.3 Avaliação das forças de usinagem
As forças de corte e de avanço foram medidas utilizando o dispositivo apresentado na
figura 3.3, que consiste de um porta-ferramentas instrumentado com extensômetros
(dinamômetro) (GUIMARÃES, 2000) que se encontram conectados a uma placa de aquisição
de dados. Para o armazenamento e tratamento dos dados adquiridos foi utilizado um
microcomputador ligado também ao sistema de aquisição de dados; o software utilizado é o
Aqdados (software da Lynx Eletrônica Ltda).
Figura 3.3 – Porta-ferramenta instrumentado (GUIMARÃES, 2000)
O sistema de aquisição de dados apresenta uma configuração inicial, taxa de aquisição
de 5000 Hz; tempo de aquisição de 3 a 5 minutos; filtro de passa baixa de 5Hz e ganho
automático; configuração dos canais para ajuste de sensibilidade e calibração e tipo de
instrumentação, no caso dos extensômetros.
3.2.3.4 Acabamento superficial
A rugosidade média (Ra) foi avaliada na superfície torneada utilizando-se o um
rugosímetro Mitutoyo SJ 201P. O cut-off (λc) utilizado foi o recomendado na norma ASTM
95 (neste caso 0,8 mm, selecionado com base na rugosidade média observada). A rugosidade
foi avaliada de duas a cinco vezes em cada amostra. Foi selecionado o valor máximo em todos
os casos para ser comparado.
3.2.3.5 Tratamento estatístico dos resultados
Para a inferência segura de conclusões, foram feitos testes de hipóteses, cuja finalidade
é a comparação de médias de parâmetros (o que permite atestar igualdade ou diferença entre
eles). Os parâmetros comparados foram: fração volumétrica de inclusões, dureza (entre as
seções longitudinal e transversal) e forças de usinagem.
Por desconhecimento do comportamento dos parâmetros nas populações, pois só há
dados amostrais, utilizou-se a distribuição t-Student. A comparação dos parâmetros se dará
por comparação entre duas variáveis: t
calc
e t
crit
. A variável t
calc
é a mesma para qualquer teste
de hipótese e é dada por:
j
j
i
i
ji
calc
n
S
n
S
XX
t
2
2
+
−
=
(Eq.3)
onde
X
é a média amostral, S
2
é a variância amostral e n é o número de elementos da
amostra. A variável t
crit
depende da amostra, pois é dada por:
2
;2
α
−+
=
ji
nn
crit
tt
, e seu valor é
obtido na tabela de distribuição t-Student. Escolheu-se, por conveniência, X
i
−X
j
de forma que
resulte num número positivo. Todos os testes foram realizados a um nível de significância de
5% (α = 5).
3.2.4 Dobramento do corpo-de-prova
3.2.4.1 Corpo-de-prova
Para avaliação da plasticidade em temperatura ambiente das inclusões de sulfeto de
manganês foi feito um ensaio de dobramento. Para esta análise utilizou-se apenas o aço
ABNT 1145-B. Este aço foi escolhido, pois apresentava as maiores inclusões de sulfeto de
manganês, o que favoreceu o seu estudo morfológico e do comportamento plástico.
O corpo-de-prova do material analisado tinha as dimensões apresentadas na figura 3.4.
Ele apresenta um entalhe que atravessa o corpo-de-prova na seção transversal para facilitar o
dobramento durante a aplicação da força.
Figura 3.4 - Corpo-de-prova do ensaio de dobramento
Os corpos-de-prova foram retirados de diferentes seções da barra, como se mostra a
figura 3.5.
Figura 3.5 – Esquema para retirada de material na confecção dos corpos-de-prova para o ensaio de dobramento.
Obtidos os corpos-de-prova, procedeu-se o acabamento, isto é, as faces superior e
inferior foram retificadas para manter o paralelismo entre elas, principalmente da face de
estudo que corresponde à face superior da figura 3.4. Após a retificação, a face superior do
corpo-de-prova foi preparada metalograficamente para observação utilizando microscopia
óptica e eletrônica de varredura. No entanto, não foi feito ataque metalográfico, visando uma
melhor visualização das inclusões, as quais apresentam um tom cinza escuro, quando
observadas por microscopia. Posteriormente e para facilitar a identificação de certas regiões
no microscópio, cada amostra foi levada ao microdurômetro dinâmico BUEHLER
MICROMET 2100 que pertence ao LFS, para serem feitas pequenas indentações nas regiões
aonde possivelmente a amostra iria se deformar (região do entalhe). A microestrutura do
material foi analisada utilizando a microscopia óptica (MO), antes e após o dobramento. Além
disso, para obter imagens mais detalhadas da morfologia das inclusões após o dobramento,
utilizou-se a microscopia eletrônica de varredura (MEV) ( microscópio Phillips XL-30).
3.2.4.2 Ensaio
O ensaio de dobramento foi feito sob condições quasi-estáticas de carga, o corpo-de-
prova foi colocado em uma morsa de sujeição de peças, posteriormente foi aplicado um
carregamento axial a baixa velocidade, que foi controlado ao girar uma alavanca até se
observar uma mudança na forma do corpo-de-prova, isto é, até apresentar deformação plástica
aparente da região central. O ensaio é ilustrado esquematicamente na figura 3.6.
Figura 3.6 – Esquema do ensaio para avaliação do comportamento do MnS
Para este ensaio foram utilizados dois (2) corpos-de-prova para as inclusões
perpendiculares à superfície de estudo e dois (2) corpos-de-prova para as inclusões
longitudinais a esta mesma superfície, como mostra o esquema da figura 3.5.
3.2.5 Ensaio de tração
Foram testados em tração seis (6) corpos-de-prova, três (3) do aço 1045-B e três (3) do
aço 1145-A. Portanto, foram feitas 3 repetições para cada um dos materiais, de forma a se
obterem resultados que pudessem ser comparados em relação ao efeito do enxofre. Estes aços
foram escolhidos porque apresentam composição e microestrutura muito próxima, exceto pelo
teor de enxofre que era mais elevado para o aço ABNT 1145-A. O corpo-de-prova apresentou
as seguintes dimensões conforme a norma ASTM 8M para este tipo de ensaio (figura 3.7).
Figura 3.7 – Dimensões do corpo-de-prova do ensaio de tração (ASTM 8M-00b)
Utilizou-se neste ensaio de tração, uma máquina de ensaio de tração Instron 3369,
pertencente ao Laboratório de Grupo de Mecânica dos Sólidos e Impacto em Estruturas
(GMSIE) da EPUSP; que é apresentada na figura 3.8.
Figura 3.8 – Máquina de ensaio de tração INSTRON 3369
3.2.5.1 Ensaio
O ensaio foi feito sob condições quasi-estáticas de carga, o corpo-de-prova é colocado
entre duas garras, e posteriormente foi aplicado um carregamento axial com uma velocidade
de 1mm/min, até que o corpo-de-prova se rompesse na região central. O esquema do ensaio se
apresenta na figura 3.9.
Figura 3.9 – Esquema do ensaio de tração
Corpo-de-prova
Morsa de sujeição
3.2.6 Ensaio da barra de Hopkinson
3.2.6.1 Corpo-de-prova e equipamento
Para este ensaio foram também testados os mesmos aços utilizados no ensaio de
tração: o aço 1045-B e o aço 1145-A. Para cada aço foram fabricados doze (12) corpos-de-
prova, seis (6) foram retirados da seção longitudinal da barra e seis (6) da seção transversal,
como ilustra a figura 3.10. O objetivo de obter corpos-de-prova nas duas seções foi com a
finalidade de analisar o comportamento do material e o efeito das inclusões nas direções
longitudinais e transversais da barra. Os corpos-de-prova dos materiais analisados apresentam
as dimensões conforme a figura 3.11. Essas dimensões e geometria foram utilizadas com base
em trabalhos feitos pelo GMSIE da EPUSP.
Figura 3.10 – Corpo-de-prova do ensaio da barra de Hopkinson.
Figura 3.11 – Dimensões do corpo-de-prova do ensaio da barra de Hopkinson.
Utilizou-se para este ensaio da barra de Hopkinson o equipamento apresentado na
figura 3.12, que consta de um tanque de ar pressurizado, duas barras de aço, um striker ou
barra de impacto, um amplificador de alta resposta em freqüência (com uma ponte de
Wheatstone regulável interna) e uma placa de aquisição de dados no computador (NI PCI
6110 com BNC 2110), pertencente ao GMSIE da EPUSP.
Figura 3.12 – Máquina de ensaio da barra de Hopkinson.
3.2.6.2 Ensaio
O ensaio foi feito sob condições dinâmicas de carga. A montagem do ensaio foi feita
colocando o corpo-de-prova entre as duas barras de aço. Posteriormente quando o tanque está
com sua carga de ar completa, é acionada uma válvula que permite a saída do ar, este ar faz
que o striker se movimente e se choque em uma das barras de aço gerando uma onda de
deformação que a percorre. Ao atingir o corpo-de-prova, parte da onda é refletida e parte
percorre o corpo-de-prova sendo transmitida para a outra barra. As leituras das ondas de
deformação incidente, transmitida e refletida são feitas por extensômetros (strain gages)
colocados sobre as duas barras de aço e as informações são adquiridas e armazenadas por um
microcomputador.
Este ensaio foi feito utilizando duas pressões no tanque, uma de 2 bar e outra de 4 bar,
para serem obtidas duas taxas de deformação. Foram utilizados dos seis (6) corpos-de-prova
em cada seção, três (3) para a pressão de 2 bar e três (3) para a pressão de 4 bar. Portanto,
cada ensaio teve três (3) repetições para cada aço.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Neste capítulo são apresentados e discutidos os resultados deste trabalho obtidos nos
diferentes ensaios realizados, como torneamento, dobramento, tração e barra de Hopkinson e
a caracterização microestrutural, os quais foram descritos no capítulo anterior. Também são
apresentados os resultados de um estudo sobre a formação da aresta-postiça-de-corte (APC)
durante a usinagem dos aços ABNT 1045-B e ABNT 1145-A.
Corpo-de-prova
Morsa de sujeição
4.1 Caracterização microestrutural dos aços
4.1.1 Aço ABNT 1045-A
4.1.1.1 Micrografias
As micrografias dos aços estudados foram obtidas, após preparação metalográfica,
utilizando o microscópio óptico. Foram analisadas a seção longitudinal e a seção transversal
da barra do aço 1045-A, as quais são apresentadas nas figuras 4.1 e 4.2. As micrografias do
lado esquerdo correspondem ao material sem ataque onde podem ser observadas as inclusões
de sulfeto de manganês. As micrografias do lado direito foram feitas após o ataque químico
com o reagente Nital 3% onde pode ser observada a microestrutura do material. Esta mesma
seqüência para apresentação dos resultados é feita para as outras condições dos aços
estudados. O aumento utilizado em todas as micrografias foi 200 vezes no microscópio
óptico. As barras de aumento indicam o aumento real nas micrografias apresentadas.
a) Inclusões b) Microestrutura
Figura 4.1 - Micrografias (MO) do aço 1045-A na longitudinal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque.
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como linhas escuras na figura 4.1-a.
Inclusão MnS
c) Inclusões d) Microestrutura
Figura 4.2 - Micrografias (MO) do aço 1045-A na transversal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque.
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como pontos escuros na figura 4.2-a.
4.1.1.2 Metalografia quantitativa
Como foi apresentado no capítulo 3 onde se descreveram os materiais e métodos, a
análise metalográfica de cada um dos aços consiste na medição da fração volumétrica de
perlita, tamanho de grão e fração volumétrica de inclusões de sulfeto de manganês (MnS). Os
resultados são apresentados na tabela 5.
Tabela 5 – Metalografia quantitativa do aço ABNT 1045-A. Fração volumétrica de perlita (FVP), tamanho de
grão (TG) e fração volumétrica de inclusões (FI)
ABNT 1045-A
Fração Volumétrica de Perlita %
(FVP)
66±6
Tamanho de grão, μm
(TG)
20,3±1,8
Fração volumétrica de inclusões %
(FI)
Longitudinal
0,203 ± 0,08
Transversal
0,098± 0,04
4.1.2 Aço ABNT 1045-B
4.1.2.1 Micrografias
As micrografias do aço ABNT 1045-B são apresentadas nas figuras 4.3 e 4.4.
a) Inclusões b) Microestrutura
Figura 4.3 - Micrografias (MO) do aço 1045-B na longitudinal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque.
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como linhas escuras na figura 4.3-a.
c) Inclusões d) Microestrutura
Figura 4.4 - Micrografias (MO) do aço 1045-B na transversal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque.
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como pontos escuros na figura 4.4-a.
4.1.2.2 Metalografia quantitativa
Os resultados da metalografia quantitativa são apresentados na tabela 6.
Tabela 6 – Metalografia quantitativa do aço ABNT 1045-B. Fração volumétrica de perlita (FVP), tamanho de
grão (TG) e fração volumétrica de inclusões (FI)
ABNT 1045-B
Fração Volumétrica de perlita
FVP
69±3
Tamanho de grão μm
TG
26,4±2,2
Fração volumétrica de inclusões
FI
Longitudinal
0,204 ± 0,01
Transversal
0,102 ± 0,05
4.1.3 Aço ABNT 1145-A
4.1.3.1 Micrografias
As micrografias do aço ABNT 1145-A são apresentadas nas figuras 4.5 e 4.6.
a) Inclusões b) Microestrutura
Figura 4.5 - Micrografias (MO) do aço 1145-A na longitudinal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque.
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como linhas escuras na figura 4.5-a.
c) Inclusões. d) Microestrutura
Figura 4.6 - Micrografias (MO) do aço 1145-A na transversal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque.
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como pontos escuros na figura 4.6-a.
Inclusão MnS
4.1.3.2 Metalografia quantitativa
Os resultados da metalografia quantitativa são apresentados na tabela 7.
Tabela 7 – Metalografia quantitativa do aço ABNT 1145-A. Fração volumétrica de perlita (FVP), tamanho de
grão (TG) e fração volumétrica de inclusões (FI)
ABNT 1145-A
Fração Volumétrica de perlita
FVP
71±3
Tamanho de grão μm
TG
26,5±2,5
Fração volumétrica de inclusões
FI
Longitudinal
0,40 ± 0,18
Transversal
0,24 ± 0,11
4.1.4 Aço ABNT 1145-B
4.1.4.1 Micrografias
As micrografias do aço ABNT 1145-B são apresentadas nas figuras 4.7 e 4.8.
a) Inclusões b) Microestrutura
Figura 4.7 - Micrografias (MO) do aço 1145-B na longitudinal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque.
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como linhas escuras na figura 4.7-a.
c) Inclusões
d) Microestrutura
Figura 4.8 - Micrografias (MO) do aço 1145-B na transversal da barra. a) Sem ataque Nital 3%, b) com ataque
As inclusões de sulfeto de manganês podem ser observadas e facilmente identificadas
como pontos escuros na figura 4.8-a.
4.1.4.2 Metalografia quantitativa
Os resultados da metalografia quantitativa são apresentados na tabela 8.
Tabela 8 – Metalografia quantitativa do aço ABNT 1145-B. Fração volumétrica de perlita (FVP), tamanho de
grão (TG) e fração volumétrica de inclusões (FI)
ABNT 1145-B
Fração Volumétrica de perlita
FVP
62±2
Tamanho de grão μm
TG
18±2
Fração volumétrica de inclusões
FI
Longitudinal
0,31 ± 0,23
Transversal
0,24 ± 0,08
A tabela 9 apresenta de uma forma mais condensada os resultados das frações
volumétricas de enxofre na seção transversal da barra (FVT), na seção longitudinal da barra
(FVL), fração volumétrica de perlita (FVP), comprimento (C) e largura (L) médios das
inclusões e fator de forma (FF) para os aços estudados.
Tabela 9 - Frações volumétricas de inclusões na seção transversal da barra (FIT), na seção longitudinal da barra
(FIL), fração volumétrica de perlita (FVP), comprimento (C) e largura (L) médios das inclusões e fator de forma
(FF) para os aços estudados.
Aço FIT FIL FVP C L FF
1045-A 0,098±0,04 0,203±0,08 66,4±5,8 14,97±7,8 1,36±0,7 12,58±8,9
1045-B 0,102±0,05 0,204±0,10 68,9±2,9 22,42±13,8 1,87±1,0 14,96±12,9
1145-A 0,24±0,11 0,40±0,18 71,2±2,5 21,96±15,6 2,16±1,1 10,73±6,1
1145-B 0,24±0,08 0,30±0,23 67,6±6,8 22,61±15,4 1,19±0,8 24,45±20,7
No caso do fator de forma (FF), da largura (L) e do comprimento (C) das inclusões foi
feita uma análise de variância com um único fator (ANOVA one-way) com um nível de
significância de 5%. De um modo geral, se encontrou nesta análise que existe uma diferença
significativa entre as médias dos diferentes tratamentos. Considerando como fator cada
característica da inclusão como o comprimento, a largura e o fator de forma, e como
tratamento cada um dos aços estudados. Dentro desta análise também foi feita a comparação
entre dois tratamentos para poder identificar entre quais deles existe essa diferença das
médias. O resultado é apresentado na tabela 10.
Tabela 10 – Resultados da comparação entre médias para cada aço estudado da largura (L), comprimento (C) e
fator de forma (FF) das inclusões de sulfeto de manganês
Dupla Largura Comprimento Fator de forma
1045A-1045B 1 1 0
1045A-1145A 1 1 0
1045A-1145B 0 1 1
1045B-1145A 0 0 0
1045B-1145B 1 0 1
1145A-1145B 1 0 1
1: indica que a diferença entre médias é significativa para um nível de 0,05
0: indica que a diferença entre médias não é significativa para um nível de 0,05
Desta análise pode se observar que no caso do fator de forma existe uma diferença
entre o aço 1045-A e o 1145-B, também entre o aço 1045-B e o 1145-B, e entre os aços 1145-
A e 1145-B. Isto significa que a família ABNT 1045 é diferente do aço ABNT 1145-B.
Também foi realizado um teste de variâncias, e pode-se concluir que existe uma diferença
significativa entre as variâncias de cada tratamento. É importante mencionar que os aços
1045-B e 1045-A, que foram utilizados para a caracterização mecânica, apresentam como
diferença significativa a fração volumétrica de inclusões de MnS.
4.2 Caracterização mecânica dos aços
4.2.1 Dureza
O valor da dureza Vickers (HV 30) para cada aço foi obtido tanto para a seção
transversal quanto para a seção longitudinal da barra. Os resultados são apresentados na tabela
11.
Tabela 11 - Resultados da dureza Vickers (HV 30) na seção transversal e na seção longitudinal da barra para os
quatro aços estudados
Dureza Vickers (HV 30)
Aço Longitudinal Transversal
ABNT 1045-A
214±2 210±5
ABNT 1045-B
221±4 220±5
ABNT 1145-A
240±4 241±1
ABNT 1145-B
234±4 243±1
Da análise estatística realizada, se observou que não existe uma grande diferença entre
as durezas dos aços da base ABNT 1145. Isto é, estatisticamente estes aços apresentam pouca
ou nenhuma diferença. No caso dos aços base ABNT 1045, existe uma diferença estatística
nos valores da dureza. Esta diferença também ocorre entre as duas famílias de aços, ABNT
1045 e ABNT 1145. O motivo das diferenças nas durezas destes aços pode ser explicada pela
diferença no teor de silício que apresentam.
4.2.2 Ensaio de dobramento
Os resultados obtidos no ensaio de dobramento revelam o comportamento das
inclusões de sulfeto de manganês (MnS), na microestrutura do aço ABNT 1145-B em
temperatura ambiente. Este aço foi escolhido para este ensaio porque apresentava inclusões de
sulfeto de manganês (MnS) um pouco maiores que nos outros aços estudados, facilitando a
sua caracterização. Cabe dizer que este ensaio foi de caráter qualitativo, já que não foi
possível a adquisição dos esforços durante o ensaio.
Antes e após o dobramento, foram obtidas micrografias, as quais são apresentadas na
figura 4.9. As marcas observadas correspondem às marcas de indentação e servem como
referência para uma melhor identificação da região estudada ao microscópio. Estas
micrografias correspondem aos corpos-de-prova com as inclusões perpendiculares (Figura 4.9
a e b) e paralelas (Figura 4.9 c e d) à face observada.
a)Inclusões perpendiculares à face estudada
b)Detalhe de a.
c)Inclusões paralelas à face estudada d) Detalhe de c.
Figura 4.9 - Micrografias (MO) do aço 1145-B antes do dobramento para as inclusões perpendiculares e
paralelas à face estudada
No primeiro ensaio, o corpo-de-prova com as inclusões perpendiculares foi
comprimido até fraturar, com o objetivo de observar as inclusões na superfície de fratura, e
analisar o comportamento delas para estas condições de teste (baixas taxas de deformação e
temperatura ambiente), como apresentam as seguintes micrografias obtidas utilizando MEV
da figura 4.10.
a) b)
Figura 4.10 - Micrografias (MEV) da superfície de fratura do corpo-de-prova na região do entalhe. Elétrons
secundários. a) Menos magnitude, b) Detalhe de a.
Observa-se nas micrografias que as inclusões de sulfeto de manganês na superfície de
fratura, apresentam um comportamento frágil após a aplicação da carga. Para estas condições
de ensaio, as inclusões não são dúcteis e não deformam junto com a matriz, o oposto ocorre já
que elas fraturam e separam-se da matriz apresentando um comportamento frágil. No trabalho
de Kiessling (1978) foi observado que as inclusões de sulfeto de manganês (MnS) deformam
plasticamente quando o aço é trabalhado a quente. No entanto, se o aço for deformado a frio
ocorrem trincas na inclusão que dependem da orientação delas na matriz. Portanto, este
resultado também foi observado neste trabalho, pois não se tem influência da temperatura.
Também é evidente o grau de deformação que sofre a matriz de aço. A superfície de fratura
da figura 4.10 corresponde a uma fratura dúctil da matriz.
Nas micrografias apresentadas na figura 4.11, observa-se como a matriz do corpo-de-
prova que possui as inclusões perpendiculares à face de estudo, deforma sem que se observe
deformação ou fratura aparente da inclusão. Também pode ser observado o desprendimento
da interface matriz-inclusão. Facilitando, portanto, a formação de microcavidades que geram
microtrincas na matriz. Cabe lembrar que as taxas de deformação para este ensaio foram
muito baixas (análise qualitativa).
a) b)
Figura 4.11 - Micrografias (MEV) da superfície de estudo do corpo-de-prova com as inclusões na perpendicular
à superfície observada. Elétrons secundários. a) Inclusões, b) Detalhe de uma inclusão
A figura 4.12, apresenta duas micrografias da mesma região antes e após a aplicação
da carga axial. Observa-se o grau de deformação que sofre a matriz após aplicação desta
carga. Além disso, a marca de indentação também apresenta uma pequena deformação,
enquanto que as inclusões não apresentam mudança aparente na forma.
a) Antes da deformação b) Após a deformação
Figura 4.12 - Micrografia (MO) do corpo-de-prova antes e após o dobramento. Inclusões perpendiculares à face
estudada.
A figura 4.13 apresenta as micrografias das inclusões paralelas à superfície de estudo.
a) Superfície analisada b) Fratura de uma inclusão
c) Marca de indentação antes da deformação
d) Detalhe da marca após a deformação
e) Marca de indentação antes da deformação f) Detalhe da marca após a deformação
Figura 4.13 – Micrografias das inclusões paralelas à superfície de estudo. a-b) MEV e c-d) MO das inclusões
longitudinais (paralelas à superfície da amostra analisada) antes e após do dobramento
As imagens obtidas utilizando o MEV da figura 4.13 mostram que o sulfeto de
manganês fratura e se desprende da matriz, tal como aconteceu na região de fratura. No
entanto, se observa a fratura e desprendimento de boa parte da inclusão de MnS da matriz,
ficando um sulco com a forma alongada (inclusões paralelas à superfície analisada). Também
se evidencia uma forte deformação plástica da matriz, como observado anteriormente. Na
figura 4.13-b, se observa uma fratura apreciável da inclusão nas duas direções (transversal e
longitudinal), junto com um desprendimento da matriz. Novamente fica claro o
comportamento frágil que apresenta o sulfeto de manganês. Não obstante, não se observou
trincamento da matriz perto das inclusões, o que indica que a energia de propagação das
trincas presentes na inclusão não é o suficientemente alta para continuar através da matriz
para estas condições estudadas. A alta deformação apresentada na matriz para este corpo-de-
prova é produto de uma mudança na velocidade de aplicação da carga, mesmo que de forma
qualitativa, com a finalidade de se reproduzir uma taxa de deformação maior que as utilizadas
nos demais corpos-de-prova. As figuras 4.13-c até 4.13-f foram obtidas utilizando
microscopia óptica e correspondem à mesma região de estudo. Nestas micrografias, pode se
observar a deformação aparente e a mudança na forma que sofrem as inclusões de MnS. Esta
mudança se dá pelo fato de a inclusão às vezes ficar aderida da matriz quando esta é
deformada e a microscopia óptica cria a ilusão da deformação da inclusão.
4.2.2.1 Modelo do corpo-de-prova
Foi feito um modelo do corpo-de-prova utilizando um software de análise por
elementos finitos (ABAQUS 6.7) para se avaliar o campo de tensões gerado durante o
dobramento. Isto com a finalidade de poder garantir a observação daquelas regiões que
deformaram plasticamente. O modelo é mostrado na figura 4.14 e mostra o comportamento
que tem o corpo-de-prova após a aplicação de uma carga axial em um lado do corpo-de-
prova, o qual é similar ao esperado. Verifica-se a concentração de tensão na região do entalhe.
a) Tensões na face de estudo
b) Tensões no corpo-de-prova
c) Corte do modelo na região central do corpo-de-prova
Figura 4.14 - Modelo do corpo-de-prova em elementos finitos (ABAQUS 6.7)
As condições de contorno são como apresentadas no esquema da figura 4.15, do lado
esquerdo da figura foi restrito o movimento de translação nas direções 1, 2 e 3, mas com um
grau de liberdade sobre o eixo 3. Do lado direito foi restrito o movimento nos eixos 2 e 3. Já
que o objetivo era simular as condições do corpo-de-prova na morsa de sujeição.
Figura 4.15 - Esquema de aplicação das cargas do ensaio de dobramento ensaio
Como o objetivo inicial do ensaio não era medir nenhum tipo de parâmetro, fosse de
esforços, deformações ou velocidades, o resultado obtido na simulação é de caráter
qualitativo. Portanto, o resultado é independentemente da carga aplicada. O comportamento
do corpo-de-prova foi avaliado observando a região central do mesmo, e fica evidente a
deformação plástica do material onde foi realizado o estudo da deformação das inclusões de
sulfeto de manganês. Na figura 4.14-b é observado que na parte esquerda do corpo-de-prova
se tem uma concentração de tensões devido ao efeito da condição de contorno sobre essa face.
Também se observa um concentrador de tensão no vértice do entalhe. Todos esses efeitos são
observados também nos corpos-de-prova e eram esperados.
4.2.3 Ensaio de Tração
Os ensaios de tração foram feitos com os aços 1045-B e 1145-A, com taxas de
deformação de 3x10
-3
s
-1
e em condições quasi-estáticas de carga.
4.2.3.1 Aço ABNT 1045-B
Os resultados apresentados na tabela 12 para o aço ABNT 1045-B correspondem à
média dos resultados dos três (3) corpos-de-prova utilizados para este aço.
Tabela 12 – Resultados das propriedades mecânicas do aço 1045-B obtidos no ensaio de tração. Módulo de
Young, limite de escoamento, limite de resistência, deformação elástica, deformação do limite de resistência,
deformação total.
Parâmetro Símbolo Valor
Módulo de Young E
236 ± 26 GPa
Limite de escoamento S
y
384 ± 7 MPa
Limite de resistência S
u
687 ± 7 MPa
Deformação elástica ε
y
0,002 mm/mm
Deformação do limite de
resistência
ε
u
0,134 mm/mm
Deformação total ε
max
0,233 mm/mm (23,3%)
4.2.3.2 Aço ABNT 1145-A
Os resultados apresentados na tabela 13 para o aço ABNT 1145-A correspondem à
média dos resultados dos dois (2) corpos-de-prova utilizados para este aço.
Tabela 13 – Resultados das propriedades mecânicas do aço 1145-A obtidos no ensaio de tração. Módulo de
Young, limite de escoamento, limite de resistência, deformação elástica, deformação do limite de resistência,
deformação total.
Parâmetro Símbolo Valor
Módulo de Young E
220 ± 6 GPa
Limite de escoamento S
y
431 ± 13 MPa
Limite de resistência S
u
730 ± 2 MPa
Deformação elástica ε
y
0,002 mm/mm
Deformação do limite de
resistência
ε
u
0,110 mm/mm
Deformação total ε
max
0,177 mm/mm (17,7%)
4.2.3.3 Análise dos Resultados
As curvas tensão-deformação de engenharia para cada um dos espécimes dos dois aços
se apresentam na figura 4.16.
1045-B
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25
Deformaçã o (mm/mm)
Tensão (MPa)
1045-B1
1045-B2
1045-B3
a)1045-B
1145-A
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16 0,18 0,20
Deformação (mm/mm )
Tensão (MPa)
1145-A1
1145-A3
b)1145-A
1045-B x 1145-A
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1045-B1
1045-B2
1045-B3
1145-A1
1145-A2
c)Comparação entre os aços estudados
Figura 4.16 – Curvas tensão-deformação estáticas a) ABNT 1045-B, b) ABNT 1145-A, c) Comparação entre os
aços estudados
Observa-se nos gráficos da figura 4.16 que existe diferença entre as duas famílias de
aços. Por exemplo, o aço ABNT 1045-B apresenta na sua curva o que se conhece como
fenômeno do limite de escoamento descontínuo. Este é um fenômeno característico dos aços
de baixo carbono e está ligado ao bloqueio das discordâncias por átomos de carbono
(MEYERS, 1999; DIETER, 1981). No aço ABNT 1145-A este fenômeno não foi observado.
Da literatura (TRENT, 2000; KIESSLING, 1978; POULACHON et al., 2001, JIANG et al.,
1996) verifica-se que as inclusões de sulfeto de manganês também afetam as propriedades
mecânicas dos aços. Observa-se na figura 4.16c que houve um aumento no limite de
escoamento e no limite de resistência para o aço ABNT 1145-A, este efeito é porque aço
ABNT 1145-A apresenta maiores propriedades mecânicas, como no caso da dureza, que o aço
ABNT 1045-B, como pode ser observado na tabela 11. No entanto, houve também uma
diminuição da deformação para este mesmo aço que pode ser explicada pela diferença na
quantidade de inclusões que se tem entre um aço e outro, como pode ser observado na tabela
9. A tabela 10 também mostra que as inclusões são semelhantes quanto à suas dimensões e
morfologia. Portanto, os resultados encontrados podem ser associados às diferentes frações
volumétricas de inclusões. Estas inclusões favorecem a formação de microcavidades ou
alvéolos em volta da inclusão e posteriormente na geração de trincas que se propagam através
da matriz e que desencadeiam em uma fratura do material (MEYERS, 1999; DIETER, 1981).
As micrografias apresentadas na figura 4.17 mostram a região de fratura dos corpos-de-prova.
Observa-se a diferença na colônia de inclusões de um aço para outro, e o surgimento dos
alvéolos ao redor das inclusões.
a) b)
Figura 4.17 – Micrografia (MEV) na região de fratura do corpo-de-prova. Elétrons secundários. a)
ABNT 1045-B, b) ABNT 1145-A
Os gráficos apresentados na figura 4.18 ilustram melhor as diferenças entre os
parâmetros dos aços estudados com a variação do teor de enxofre. Estes parâmetros
correspondem às médias de cada espécime.
Sy,Su x %S
0
100
200
300
400
500
600
700
800
1045-B 1145-A
Aço, %S
Sy,Su (MPa)
Sy
Su
a)Limite de escoamento(S
y
) e limite de resistência(S
u
)
Eu, Emax x %S
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
1045-B 1145-A
Aço, %S
Ey (mm/mm)
Eu
Emax
b)Deformação do limite de resistência (E
u
) e
deformação total (E
max
)
Ey x %S
0,002
0,00205
0,0021
0,00215
0,0022
0,00225
0,0023
0,00235
1045-B 1145-A
Aço, %S
Ey (mm/mm)
Ey
c)Deformação elástica (E
y
)
Figura 4.18 – Comparação entre os parâmetros dos aços 1045-B e 1145-A no ensaio de tração. a) Limite de
escoamento (S
y
) e limite de resistência (S
u
), b) deformação do limite de resistência (E
u
) e deformação total (E
max
),
c) Deformação elástica (E
y
)
1
.
A diferença encontrada no aumento dos limites de resistência do aço 1145-A em
relação ao 1045-B é significativa para os dois valores da deformação, com um nível de
confiança de 5%, como pode ser observado na (figura 4.18a). Na figura 4.18b se observa que
tanto a deformação na resistência máxima em tração (ε
u
) quanto o valor da deformação total
(ε
max
), diminuem para o aço 1145-A. Esta diferença também foi considerada significativa. De
mesma forma, ocorreu com a deformação plástica (ε
y
), que também aumentou seu valor na
mesma ordem. No entanto, a diferença nos valores de S
y
(limite de escoamento) não é
significativa.
1
As deformações foram designadas com a letra E
X
por limitações do programa para inserir letras gregas nos gráficos como a
correspondente para a deformação que é épsilon (ε). No entanto esta convenção é usada só para os gráficos.
4.2.4 Ensaio da Barra de Hopkinson
Foram realizados ensaios utilizando a barra de Hopkinson para os aços 1045-B e
1145-A, as taxas de deformação utilizadas foram de 3x10
3
s
-1
que são as taxas para ensaios
dinâmicos. Foram feitos corpos-de-prova tanto da seção transversal quando da longitudinal da
barra de aço, para se avaliar o efeito das inclusões de sulfeto de manganês. Os parâmetros
mais importantes obtidos neste ensaio foram o limite de escoamento, o limite de resistência e
as respectivas deformações.
4.2.4.1 Aço ABNT 1045-B
a. Seção Transversal
Na tabela 14 são apresentados os resultados dos testes para os seis (6) corpos-de-prova
que foram ensaiados utilizando a barra de Hopkinson em duas condições de pressão (2 e 4
bar) para serem obtidas duas taxas de deformação. A convenção para a nomenclatura do
ensaio é a seguinte: 1#45_tr_Xbar_Y, onde 1#45 corresponde ao aço (#: 0 para 1045 e 1 para
1145), tr que indica a seção transversal a qual foi analisada. No caso da seção longitudinal a
denominação é dada por long, Xbar é a pressão do ensaio (2 bar e 4 bar), e Y indica o ensaio
(1, 2, 3).
Tabela 14 – Resultados das propriedades mecânicas do aço 1045-B obtidos no ensaio de barra de Hopkinson na
seção transversal. Limite de escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
), deformação do
limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e taxa de deformação (
ε
).
S
u
(MPa) S
y
(MPa) ε
u
ε
y
ε
max
ε
(s
-1
)
1045_tr_2bar_1 --- --- --- --- --- ---
1045_tr_2bar_2 5304 3948 0,137 0,063 0,145 917
1045_tr_2bar_3 3410 3120 0,056 0,040 0,056 321
1045_tr_4bar_1 --- --- --- --- --- ---
1045_tr_4bar_2 5973 3711 0,392 0,041 0,426 2817
1045_tr_4bar_3 6011 4129 0,218 0,049 0,238 1510
Da tabela 14 se observa que os ensaios 1045_tr_2bar_1 e 1045_tr_4bar_1 não
possuem valores, a aquisição apresentou problemas e os resultados não foram aquisitados.
Outros problemas ocorreram nos ensaios 1045_tr_2bar_3 e 1045_tr_4bar_3 que
apresentaram uma diferença na taxa de deformação esperada. A média correspondente à taxa
de deformação para a maioria dos ensaios foi de aproximadamente 1026 e 2900s
-1
; e nestes
dois casos se tiveram taxas de deformação de 321 e 1510s
-1
. No entanto, esses resultados são
apresentados, pois ilustram o efeito da taxa de deformação nas propriedades mecânicas dos
aços estudados e foram considerados ensaios preliminares. Destes resultados para o aço
ABNT 1045-B na seção longitudinal, dois (2) espécimes serão utilizados para serem
comparados com os demais. As diferenças nos resultados podem ser mais bem observadas na
figura 4.19.
1045-B Transversal
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1045-B 2bar
1045-B 2bar
1045-B 4bar
1045-B 4bar
917 1/s
1510 1/s
2817 1/s
320 1/s
Figura 4.19 - Curvas tensão-deformação dinâmica para o aço ABNT 1045-B na seção transversal da barra
b. Seção Longitudinal
Na tabela 15 são apresentados os resultados dos testes para os seis (6) corpos-de-prova
que foram ensaiados utilizando a barra de Hopkinson em duas condições de pressão (2 e 4
bar) para serem obtidas diferentes taxas de deformação. A convenção utilizada foi descrita na
seção a (item 4.2.4.1).
Tabela 15 – Resultados das propriedades mecânicas do aço 1045-B obtidos no ensaio de barra de Hopkinson na
seção longitudinal. Limite de escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
), deformação do
limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e taxa de deformação (
ε
).
S
u
(MPa) S
y
(MPa) ε
u
ε
y
ε
max
ε
(s
-1
)
1045_long_2bar_1 5545 3953 0,181 0,063 0,196 1182
1045_long_2bar_2 5334 3869 0,162 0,055 0,174 1026
1045_long_2bar_3 5399 3822 0,173 0,065 0,182 1073
1045_long_4bar_1 7716 4856 0,460 0,049 0,433 2828
1045_long_4bar_2 7539 4754 0,416 0,056 0,446 2948
1045_long_4bar_3 7715 4386 0,385 0,044 0,423 2791
As diferenças nos resultados podem ser também observadas na figura 4.20.
1045-B Longitudinal
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1045-B 2bar
1045-B 2bar
1045-B 2bar
1045-B 4bar
1045-B 4bar
1045-B 4bar
2948 1/s
2828 1/s
2791 1/s
1182 1/s
1073 1/s
1026 1/s
Figura 4.20 - Curvas tensão-deformação dinâmica para o aço ABNT 1045-B na seção longitudinal da barra
c. Análise dos resultados para o aço ABNT 1045-B
As curvas tensão-deformação dinâmicas de engenharia para cada um dos espécimes de
cada seção para o aço ABNT 1045-B são apresentadas na figura 4.21.
1045-B
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1045-B 2bar-TR
1045-B 4bar-TR
1045-B 2bar-LONG
1045-B 2bar-LONG
1045-B 2bar-LONG
1045-B 4bar-LONG
1045-B 4bar-LONG
1045-B 4bar-LONG
2948 1/s
2828 1/s
2791 1/s
1026 1/s
1073 1/s
2816 1/s
1182 1/s
917 1/s
Figura 4.21 – Comparação das curvas tensão-deformação dinâmica para o aço ABNT 1045-B
Observa-se na figura 4.21 que à medida que a taxa de deformação aumenta, as
propriedades mecânicas mudam. A taxa de deformação foi um fator muito difícil de controlar
neste ensaio, porque esta depende da pressão de ar no tanque, e este por sua vez apresenta
uma faixa de variação que depende da precisão do operador da máquina de teste. Logo a
comparação entre as duas seções da barra (longitudinal e transversal) não é conclusiva. No
entanto, podem ser feitas algumas observações sobre o comportamento do material. É
observado um aumento no limite de escoamento e no limite de resistência com o aumento da
taxa de deformação para a maioria dos espécimes. Embora para as taxas de deformação de
917 s
-1
e 2817s
-1
correspondentes à seção transversal, este mesmo comportamento não é
aplicável, e não se tem uma explicação satisfatória para esse resultado. É observado com
relação à deformação do material, que esta aumenta conforme a taxa de deformação aumenta.
Este comportamento é similar para os espécimes do aço ABNT 1145-A, como pode ser
observado nos resultados que serão apresentados.
Com base nos resultados obtidos, pôde-se verificar que as propriedades mecânicas dos
espécimes na seção transversal da barra (inclusões alinhadas no sentido da deformação) como
na seção longitudinal (inclusões perpendiculares ao sentido da deformação) não são muito
diferentes. Aqui, a diferença entre as taxas de deformação foi mínima entre o grupo de
pressões utilizadas, tendo-se médias da taxa de deformação de 1093 s
-1
para uma pressão de 2
bar e de 2856 s
-1
para 4 bar.
A figura 4.22, mostra uma comparação mais detalhada entre seção transversal e
longitudinal deste aço. Pode-se observar a variação nos valores do limite de escoamento,
limite de resistência e deformação para as duas taxas de deformação. As principais diferenças
encontradas estão relacionadas com a taxa de deformação, portanto, não pode se asseverar que
exista diferença nos valores destes parâmetros de uma seção para outra. Para esta comparação
não foram levados em conta os dois espécimes da seção transversal, tanto na pressão de 2 bar
quanto da pressão de 4 bar (1045_tr_2bar_3 e 1045_tr_4bar_3), que tiveram os valores de
taxa de deformação diferentes.
Su, Sy ; P = 2 bar
0,0E+00
1,0E+09
2,0E+09
3,0E+09
4,0E+09
5,0E+09
6,0E+09
7,0E+09
8,0E+09
9,0E+09
Transversal Longitudinal
Seção da ba rra de aço
Su, Sy (Pa)
Su-1045-B
Sy-1045-B
a) Limite de escoamento (S
y
) e limite de resistência (S
u
)
para 2bar
Su, Sy ; P = 4 bar
0,0E+0 0
1,0E+0 9
2,0E+0 9
3,0E+0 9
4,0E+0 9
5,0E+0 9
6,0E+0 9
7,0E+0 9
8,0E+0 9
9,0E+0 9
Tra ns vers al L ongitud in al
Seção da barra de aço
Su, Sy (Pa)
Su-104 5-B
Sy-104 5-B
b) Limite de escoamento (S
y
) e limite de resistência (S
u
)
para 4bar
Eu, Ey, Emax ; P = 2 bar
0,0E+00
2,0E-02
4,0E-02
6,0E-02
8,0E-02
1,0E-01
1,2E-01
1,4E-01
1,6E-01
1,8E-01
2,0E-01
Tra ns vers al L on gitu dinal
Seção da barra de aço
Eu, Ey, Emax (mm/mm)
Eu-104 5-B
Ey-1045 -B
Em ax
c) Deformação elástica (E
y
), deformação do limite de
resistência (E
u
) e deformação total (E
max
) para 2 bar
Eu, Ey, Emax ; P = 4 bar
0,0E+00
1,0E-01
2,0E-01
3,0E-01
4,0E-01
5,0E-01
6,0E-01
Trans vers al Longitudinal
Seção da barra de aço
Eu, Ey, Emax (mm/mm)
Eu-1145-A
Ey-1145-A
Em ax
d) Deformação elástica (E
y
), deformação do limite de
resistência (E
u
) e deformação total (E
max
) para 4 bar
Figura 4.22 - Comparação entre os parâmetros do aço 1045-B no ensaio de barra de Hopkinson. a-b) Limite de
escoamento (S
y
) e limite de resistência (S
u
) para 2 e 4bar, c-d) deformação da limite de resistência (E
u
),
deformação total (E
max
) e deformação elástica (E
y
) para 2 e 4bar
4.2.4.2 Aço ABNT 1145-A
a. Seção Transversal
Na tabela 16 são apresentados os resultados dos testes para os seis (6) corpos-de-prova
que foram ensaiados utilizando a barra de Hopkinson em duas condições de pressão (2 e 4
bar) para serem obtidas diferentes taxas de deformação. A convenção utilizada foi descrita na
seção a (item 4.2.4.1).
Tabela 16 – Resultados das propriedades mecânicas do aço 1145-A obtidos no ensaio de barra de Hopkinson na
seção transversal. Limite de escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
), deformação do
limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e taxa de deformação (
ε
).
S
u
(MPa) S
y
(MPa) ε
u
ε
y
ε
max
ε
(s
-1
)
1145_tr_2bar_1 5635 4046 0,171 0,051 0,183 1079
1145_tr_2bar_2 5568 4036 0,166 0,057 0,176 1037
1145_tr_2bar_3 5574 4029 0,180 0,056 0,196 1183
1145_tr_4bar_1 8267 4834 0,475 0,068 0,505 3341
1145_tr_4bar_2 7863 4943 0,455 0,075 0,489 3241
1145_tr_4bar_3 7928 4929 0,421 0,072 0,472 3076
As diferenças nos resultados nas diferentes taxas de deformação podem ser também
observadas na figura 4.23.
1145-A Transversal
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1145-A 2bar
1145-A 2bar
1145-A 2bar
1145-A 4bar
1145-A 4bar
1145-A 4bar
3341 1/s
3241 1/s
3076 1/s
1183 1/s
1079 1/s
1037 1/s
Figura 4.23 - Curvas tensão-deformação dinâmicas para o aço ABNT 1145-A na seção transversal da barra
b. Seção Longitudinal
Na tabela 17 são apresentados os resultados dos testes para os seis (6) corpos-de-prova
que foram ensaiados utilizando a barra de Hopkinson em duas condições de pressão (2 e 4
bar) para serem obtidas diferentes taxas de deformação. A convenção utilizada foi descrita na
seção a (item 4.2.4.1).
Tabela 17 – Resultados das propriedades mecânicas do aço 1145-A obtidos no ensaio de barra de Hopkinson na
seção longitudinal. Limite de escoamento (S
y
), limite de resistência (S
u
), deformação elástica (ε
y
), deformação do
limite de resistência (ε
u
), deformação total (ε
max
) e taxa de deformação (
ε
).
S
u
(MPa) S
y
(MPa) ε
u
ε
y
ε
max
ε
(s
-1
)
1145_long_2bar_1 5784 4327 0,167 0,062 0,172 981
1145_long_2bar_2 5809 4274 0,147 0,042 0,157 898
1145_long_2bar_3 5630 4009 0,141 0,054 0,181 1074
1145_long_4bar_1 7908 4981 0,381 0,034 0,414 2767
1145_long_4bar_2 7875 4948 0,416 0,043 0,446 2993
1145_long_4bar_3 7871 5101 0,403 0,063 0,436 2850
As diferenças nos resultados nas diferentes taxas de deformação podem ser também
observadas na figura 4.24
1145-A Longitudinal
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1145-A 2bar
1145-A 2bar
1145-A 2bar
1145-A 4bar
1145-A 4bar
1145-A 4bar
2993 1/s
2850 1/s
2767 1/s
1074 1/s
981 1/s
898 1/s
Figura 4.24 - Curvas tensão-deformação dinâmicas para o aço ABNT 1145-A longitudinal
c. Análise dos resultados para o aço ABNT 1145-A
As curvas tensão-deformação dinâmicas de engenharia para cada um dos espécimes de
cada seção para o aço ABNT 1145-A são apresentadas na figura 4.25.
1145-A
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1145-A 2bar-TR
1145-A 2bar-TR
1145-A 2bar-TR
1145-A 4bar-TR
1145-A 4bar-TR
1145-A 4bar-TR
1145-A 2bar-LONG
1145-A 2bar-LONG
1145-A 2bar-LONG
1145-A 4bar-LONG
1145-A 4bar-LONG
1145-A 4bar-LONG
3341 1/s
3241 1/s
3076 1/s
1183 1/s
1079 1/s
1036 1/s
2767 1/s
2850 1/s
2993 1/s
1073 1/s
981 1/s
898 1/s
Figura 4.25 – Comparação das curvas tensão-deformação dinâmica para o aço ABNT 1145-A
A figura 4.26, mostra a comparação entre seção transversal e longitudinal para o aço
1145-A. É observando um aumento no limite de escoamento e no limite de resistência com o
aumento da taxa de deformação para a maioria dos espécimes. O mesmo comportamento foi
observado no aço 1045-B. Não foi observada uma diferença nítida entre as duas seções para
condições próximas de taxas de deformação. No entanto, pode-se observar nos espécimes
1145_tr_2bar_1 e 1145_long_2bar_3, que foram deformados com taxas de deformação
muito próximas (1079 e 1073s
-1
), que não houve diferença nos valores das propriedades, tanto
para as tensões quanto para as deformações, o que evidencia que a anisotropia do material não
influencia o comportamento nem as características do material quando este é submetido a
altas taxas de deformação.
Su, Sy ; P = 2 bar
0,0E+00
1,0E+09
2,0E+09
3,0E+09
4,0E+09
5,0E+09
6,0E+09
7,0E+09
8,0E+09
9,0E+09
Transversal Longitudinal
Seção da barra de aço
Su, Sy (Pa)
Su-1045-B
Sy-1045-B
a) Limite de escoamento (S
y
) e limite de resistência (S
u
)
para 2bar
Su, Sy ; P = 4 bar
0,0E+0 0
1,0E+0 9
2,0E+0 9
3,0E+0 9
4,0E+0 9
5,0E+0 9
6,0E+0 9
7,0E+0 9
8,0E+0 9
9,0E+0 9
Tra ns ve rs al Longitudinal
Seção da barra de aço
Su, Sy (Pa)
Su-104 5-B
Sy-1045 -B
b) Limite de escoamento (S
y
) e limite de resistência (S
u
)
para 4bar
Eu, Ey, Emax; P = 2 bar
0,0E+0 0
2,0E-02
4,0E-02
6,0E-02
8,0E-02
1,0E-01
1,2E-01
1,4E-01
1,6E-01
1,8E-01
2,0E-01
Trans vers al Lo ngitudinal
Seção da barra de aço
Eu, Ey, Emax (mm/mm)
Eu-1145-A
Ey-1145-A
Em ax
c) Deformação elástica (E
y
), deformação do limite de
resistência (E
u
) e deformação total (E
max
) para 2 bar
Eu, Ey, Emax ; P = 4 bar
0,0E+00
1,0E-01
2,0E-01
3,0E-01
4,0E-01
5,0E-01
6,0E-01
Tran svers al Longitudinal
Seção da barra de aço
Eu, Ey, Emax (mm/mm)
Eu -1145-A
Ey-114 5-A
Em ax
c) Deformação elástica (E
y
), deformação do limite de
resistência (E
u
) e deformação total (E
max
) para 4 bar
Figura 4.26 - Comparação entre os parâmetros do aço 1145-A no ensaio de barra de Hopkinson. a-b) Limite de
escoamento (S
y
) e limite de resistência (S
u
) para 2 e 4bar, c-d) deformação da limite de resistência (E
u
),
deformação total (E
max
) e deformação elástica (E
y
) para 2 e 4bar.
O aço ABNT 1145-A apresentou o mesmo comportamento mecânico que o aço ABNT
1045-B nas duas seções. O aço ABNT 1145-A apresentou propriedades mecânicas mais
elevadas que o 1045-B, como limite de escoamento e limite de resistência. Por outro lado a
diferença entre as deformações dos dois aços praticamente não existe para as mesmas taxas de
deformação.
Na figura 4.27 é apresentada a comparação entre os ensaios de tração e barra de
Hopkinson com o intuito de observar as mudanças mais significativas nas propriedades
mecânicas dos aços estudados, assim como analisar a forte influência da taxa de deformação
nelas.
Tração x Hopkinson
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50
Deformação (mm/mm)
Tensão (MPa)
1045-B1
1045-B2
1045-B3
1145-A1
1145-A2
1045-B Long 4bar
1045-B Long 2bar
1145-A Long 4bar
1145-A Long 2bar
2950 1/s
2580 1/s
1173 1/s
980 1/s
Ensaio de Tração (3x10^ -4 1/s)
Figura 4.27 – Comparação entre os ensaios de tração e barra de Hopkinson
O efeito das inclusões nas propriedades mecânicas é mais significativo em baixas
taxas de deformação. No entanto, observa-se que também no caso dos aços com um teor de
enxofre maior, as propriedades mecânicas são ligeiramente maiores que os aços que não
apresentam esta adição, isto é devido, à diferença no valor da dureza para estes dois aços
como pode ser visto na tabela 11. No caso da deformação, não é possível concluir em função
das inclusões ou outras variáveis do processo por causa da dificuldade para manter um valor
fixo da taxa de deformação durante o ensaio.
4.2.4.3 Comportamento das inclusões durante o ensaio dinâmico
Os corpos-de-prova ensaiados na barra de Hopkinson foram observados utilizando
MEV e MO. As inclusões de sulfeto de manganês (MnS), apresentaram um comportamento
diferente em comparação com os outros ensaios mecânicos, em especial no observado no
ensaio de dobramento. Este comportamento está associado com a deformação plástica que
sofrem as inclusões quando as condições do ensaio são de temperatura ambiente e altas taxas
de deformação.
Nas micrografias apresentadas na figura 4.28, pode ser observada a deformação que
apresentam as inclusões após o impacto do striker.
a) Deformação do espécime da seção transversal b) Deformação do espécime da seção longitudinal
c) Deformação do espécime da seção longitudinal d) Deformação do espécime da seção transversal
Figura 4.28 – Micrografias (MEV) dos corpos-de-prova após o ensaio da barra de Hopkinson. Elétrons
secundários. No quadro ilustrativo do espécime, F denota a direção de aplicação do carregamento e I denota as
inclusões de MnS.
Na figura 4.28 pode ser observado o comportamento tanto da perlita quanto das
inclusões quando o corpo-de-prova se encontra submetido a altas taxas de deformação. A
figura 4.28a apresenta uma inclusão de sulfeto de manganês altamente deformada durante o
ensaio. A inclusão mudou sua morfologia, deixando de ser alongada, que é sua forma usual
após o processo de fabricação, para uma forma irregular. Também pode ser observada que em
um dos extremos de uma das inclusões há, o que parece ser, uma trinca (calda). No entanto,
para o autor esse fenômeno possivelmente é decorrente da deformação da inclusão que tende
a se “recolher” mudando de alongada para mais curta, e a região da matriz onde antes se
encontrava a inclusão, fecha devido à pressão do striker (caldeamento). Essa explicação é
discutível, em função das elevadas taxas de deformação envolvidas. Este mesmo
comportamento é observado na figura 4.28b, onde se tem um conjunto de inclusões
deformadas que apresentam o mesmo tipo de descontinuidade nos extremos, além de uma
grande deformação. Também é importante evidenciar que muitas das inclusões deformaram
sem se trincar. A seta da figura 4.28d indica o sentido da aplicação da carga e também o
sentido da inclusão antes da deformação. Na figura 4.28 se encontra um esquema de como foi
deformado o corpo-de-prova (o quadrado hachurado indica a região analisada).
A figura 4.29 apresenta a deformação severa que sofre a perlita durante o ensaio de
barra de Hopkinson. O grau de deformação foi tão elevado que praticamente houve regiões
onde a as lamelas de cementita se juntaram até quase formar um bloco de cementita.
a) Perlita deformada
b) Detalhe da perlita deformada
Figura 4.29 – Micrografia (MEV) da deformação da perlita durante o ensaio de barra de Hopkinson. Elétrons
secundários.
Na figura 4.30 ocorreu um detalhe interessante na matriz de cada um dos corpos-de-
prova na seção transversal. Nessa micrografia se observa a deformação sofrida pela perlita,
ferrita e inclusões.
a) 1045-A seção transversal b) 1145-A seção transversal
Figura 4.30 – Micrografias (MO) da seção transversal dos corpos-de-prova após o ensaio da barra de Hopkinson.
Na figura 4.30 se evidencia que o campo de deformações da matriz, após a aplicação
da carga possui uma forma de X. Também é possível observar a deformação que sofrem
algumas inclusões que se encontram nesta faixa de esforços e deformações. Nesta região, as
inclusões deformam plasticamente mudando sua forma, como observado na figura 4.28.
Na figura 4.31 podem-se observar imagens obtidas por microscopia óptica de algumas
inclusões nesta zona de deformação e o detalhe do MEV de algumas inclusões.
a) Deformação do espécime transversal, região central
b) Detalhe de a no MEV
c) Deformação do espécime transversal
d)Detalhe de f no MEV
e) Deformação do espécime transversal, região central f)Detalhe de e
Figura 4.31 – Micrografias (MO e MEV) da seção transversal dos corpos-de-prova para o aço ABNT 1145-A.
A figura 4.31a-b mostra uma inclusão que deformou e em um dos seus extremos
formou uma espécie de trinca que se propaga por uma parte da matriz. Levando em conta as
evidencias anteriores, esta trinca pode ser da mesma característica da descrita anteriormente.
A trinca se forma pela deformação da matriz no espaço onde anteriormente havia uma
inclusão. Na figura 4.31(e-f), também pode ser observado que as inclusões tendem a se
deformar de forma mais acentuada no sentido onde está a zona de deformação. As setas nestas
figuras mostram o sentido da inclusão antes (e) e após a deformação (f).
Cabe também comentar que nas condições onde foram aplicados 4 bar de pressão,
todos os corpos-de-prova apresentaram um aumento na temperatura. Essa avaliação foi
qualitativa, mas facilmente perceptível durante o manuseio. Contrariamente aconteceu para a
pressão de 2 bar, onde os corpos-de-prova não apresentaram esse aumento na temperatura.
As observações feitas mostram que existe diferença no comportamento dos corpos-de-
prova ensaiados na barra em relação ao ensaio de dobramento. Sabe-se que os esforços, seja
na sua origem como na sua magnitude, são muito diferentes, mas não foi observado
trincamento das inclusões de forma tão nítida e severa nos ensaios na barra como nos ensaios
de dobramento. Embora no ensaio da barra, a deformação plástica evidenciada pelas inclusões
foi alta, tendo em conta que não se teve influência externa da temperatura nos corpos-de-
prova.
4.2.5 Ensaio de torneamento
4.2.5.1 Avaliação do efeito do teor de enxofre e da morfologia das
inclusões no aço base ABNT 1045 e ABNT 1145
O objetivo desta etapa é apresentar os resultados obtidos durante ensaios de usinagem
e comparar os dados da caracterização microestrutural com os dados da força de corte (F
c
), da
força de avanço (F
a
) e da pressão específica de corte (k
s
)
2
. Os valores médios e desvios desses
dados para cada aço são apresentados na tabela 18.
2
Ver anexo para cálculo de k
S
Tabela 18 – Dados da força de corte (F
c
), força de avanço (F
a
) e pressão específica de corte (k
s
) dos quatro aços
estudados no ensaio de torneamento em função da velocidade de corte (V
C
).
V
c
(m/min) 1045-A 1045-B 1145-A 1145-B
F
c
(N)
190 587±16 580±16 551±11 574±19
115 631±15 627±14 587±16 644±18
45 661±32 702±24 636±38 564±26
15 581±43 571±48 534±28 609±31
F
a
(N)
190 248±14 236±14 214±8 232±9
115 287±10 287±8 253±14 298±9
45 364±32 401±22 323±38 329±26
15 228±32 226±36 203±37 238±28
k
s
(MPa)
190 2810±313 2599±272 2655±291 2541±268
115 3001±327 2936±315 2854±323 2803±286
45 3161±371 3207±348 2912±359 2733±368
15 3909±358 2704±371 2657±328 2689±300
Na tabela anterior observa-se uma tendência à diminuição do k
S
para os aços com
maior teor de enxofre (1145-A e 1145-B) na maioria das velocidades de corte. Ainda que esta
diferença seja pouco significativa estatisticamente, é evidente que há uma tendência para este
comportamento.
Para poder relacionar as inclusões de sulfeto de manganês com as forças e esforços de
usinagem, é necessário observar a distribuição do tamanho das inclusões em cada um dos aços
estudados. Na figura 4.32 é apresentada a freqüência do tamanho das inclusões, tanto na
largura quanto no comprimento, para os quatro aços estudados.
Distribuição de Comprimentos de MnS
0
10
20
30
40
50
60
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Tamanho (micrometros)
Frequência de Comprimentos (%)
1045-A
1045-B
1145-A
1145-B
Distribuição de Larguras de MnS
0
10
20
30
40
50
60
70
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5
Tamanho (micrometros)
Frequência de Larguras (%)
1045-A
1045-B
1145-A
1145-B
Figura 4.32 – Distribuição do tamanho das inclusões de sulfeto de manganês nos quatro aços estudados.
Neste gráfico se observa que o aço ABNT 1045-A possui 78% de inclusões com
comprimento entre 10 e 20 μm e o 69% de inclusões com largura entre 1 e 1,5 μm. O aço
ABNT 1045-B tem 57% das inclusões com comprimento de 20 e 30 μm e o 70 % das
inclusões com larguras entre 1 e 2 μm. 70% das inclusões do aço ABNT 1145-A tem
comprimento entre 20 e 30 μm e o 59% com largura entre 1e 2 μm. Finalmente, o aço ABNT
1145-B tem 66% das inclusões com comprimentos entre 20 e 40 μm e 62% com larguras em
torno de 1 μm. Concluindo, os aços ABNT 1045-B e 1145-A são os que apresentam inclusões
maiores para cada família de aços.
A seguir são apresentadas algumas das correlações obtidas entre as forças de usinagem
e o tamanho da inclusão, principalmente da força de avanço (F
a
) e a pressão específica de
corte (k
S
). A figura 4.33 mostra a influência da fração volumétrica de inclusões de sulfeto de
manganês na seção transversal (FIT) e longitudinal (FIL) da barra na pressão específica de
corte. Pode-se observar uma queda nos esforços de corte com o aumento da fração
volumétrica de inclusões. No entanto, este efeito indica uma tendência, pois existem elevadas
variações nos resultados. Este comportamento também é observado na força de avanço.
Ks x FIT
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3
FIT
Ks (MPa)
190 m/min
115 m/min
45 m/min
15 m/min
a) k
S
x FIT
Ks x FIL
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0,05 0,15 0,25 0,35 0,45
FIL
Ks (MPa)
190 m/min
115 m/min
45 m/min
15 m/min
b) k
S
x FIL
Figura 4.33 – Efeito da fração de inclusões na transversal (FIT) e na longitudinal (FIL) na pressão específica de
corte (k
S
).
As figuras 4.34 a 4.39 apresentam a relação da força de avanço (F
a
) e da pressão
específica de corte (k
s
) com as inclusões dos aços estudados.
Fa x FF (190 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
0 10 20 30 40
FF
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
a) F
a
x FF (190 m/min)
Fa x FF (115 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
300
0 10 20 30 40
FF
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
b) F
a
x FF (115 m/min)
Fa x FF (45 m /m in)
160
210
260
310
360
410
0 10 20 30 40
FF
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
c) F
a
x FF (45 m/min)
Fa x FF (15 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
0 10 20 30 40
FF
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
d) F
a
x FF (15 m/min)
Figura 4.34 - Relação entre a força de avanço (F
a
) e o fator de forma (FF) para diferentes velocidades de corte
(190, 115, 45 e 15 m/min).
A figura 4.34 mostra a relação entre a força de avanço (F
a
) e o fator de forma (FF) para
cada uma das condições de velocidade de corte. O fator de forma foi calculado dividindo-se o
comprimento médio das inclusões (C) pela sua largura média (L). O desvio das forças foi
calculado utilizando a teoria de propagação de erros. Os dados do fator de forma foram
avaliados utilizando análise de variância com um único fator (ANOVA one-way) com um
nível de confiança de 5% como foi realizado no item 4.1. Com relação às forças de avanço,
foi feita a mesma análise para cada velocidade de corte. De forma geral, observa-se na figura
4.34 que o aço 1045-A apresentou maiores forças de avanço que os outros aços, apenas na
condição de 45 m/min o aço 1045-B apresenta maior força que o aço 1045-A. A força de
avanço foi sempre maior no aço 1045-B do que no aço 1145-A para todas as condições de
ensaio. Os aços 1045-A e 1045-B apresentaram forças de avanço muito próximas na condição
de ensaio para 115 m/min. O aço 1145-B apresentou maiores forças de avanço em relação ao
aço 1145-A, nas condições de 15 e 115 m/min, situação que se inverte para a condição de 190
m/min onde o aço 1145-A apresenta uma força maior que o 1145-B, já na condição de 190
m/min, os dois aços apresentaram a mesma força de avanço. Os aços 1045-B e 1145-B
apresentaram forças de avanço muito próximas em todas as condições de ensaio exceto em 45
m/min. Finalmente, a comparação entre os aços 1045-A e 1145-A mostrou sempre maiores
forças de avanço no caso do aço 1045-A. Este comportamento também foi observado por
Jiang et al. (1996) ao estudar aços com diferentes tipos de inclusões. Os autores observaram
que quanto maior fosse o fator de forma da inclusão, menores seriam as forças de corte destes
materiais.
No entanto, estatisticamente não existe diferença entre os fatores de forma dos aços
1045-A, 1045-B e 1145-A, o que significa que não é possível assegurar que esta variável afete
os resultados da força de corte para estes aços. Não obstante, para o aço 1145-B, k
s
diminuiu
ao aumentar o fator de forma, já que este é estatisticamente diferente dos outros aços. No caso
da figura 4.34a, as forças de avanço não apresentaram diferenças significativas nas suas
médias, o que quer dizer que para esta condição de velocidade de 190m/min, não se pode
concluir que efetivamente as forças de avanço diminuam ou aumentam com a variação do
fator de forma. A análise estatística revelou que para o resto das condições existe uma
diferença nas médias das forças. Na figura 4.34b só existe diferença entre os aços 1045-A e o
1145-A, e também entre os aços 1045-B e o 1145-A para uma velocidade de corte de
115m/min. Quando a velocidade é de 45m/min, existe uma diferença significativa das médias
entre os aços 1045-B e 1145-A, 1045-B e 1145-B e 1045-A e 1145-B como pode ser
observado na figura 4.34c. Finalmente, as forças de avanço para a condição de velocidade de
45m/min, mostrou que existe uma única diferença entre os aços 1045-A e 1145-A que é
evidenciada na figura 4.34d.
Observa-se uma tendência à diminuição da F
a
para os aços com maior teor de enxofre
(1145-A e 1145-B) na maioria das velocidades de corte. Ainda que esta diferença seja pouco
significativa estatisticamente, é evidente que há uma tendência para este comportamento. No
entanto, há uma influência mais marcante por parte da distribuição das inclusões tanto na
transversal quanto na longitudinal na força de avanço, do que a mostrada pelo fator de forma
como será apresentado seguidamente.
A figura 4.35 mostra a relação entre a força de avanço (F
a
) e a fração volumétrica de
inclusões na seção longitudinal da barra (FIL). O mesmo comportamento descrito na figura
4.34 é observado nas figuras 4.35 e 4.36 por manterem a relação com a força de avanço.
Fa x FIL (190 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
300
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
a) F
a
x FIL (190 m/min)
Fa x FIL (115 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
300
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
b) F
a
x FIL (115 m/min)
Fa x FIL (45 m /m in)
160
210
260
310
360
410
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
c) F
a
x FIL (45 m/min)
Fa x FIL (15 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
300
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
d) F
a
x FIL (15 m/min)
Figura 4.35 - Relação entre a força de avanço (F
a
) e a fração volumétrica de inclusões na seção longitudinal da
barra (FIL) para diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).
Na figura 4.35, baseado em um critério de comparação por observação, pode-se dizer
que quando a quantidade de inclusões na seção longitudinal é maior, a força de avanço tende a
diminuir. Isto é, os aços com maior teor de enxofre (1145-A e 1145-B) apresentaram em
algumas condições menores forças que os aços 1045-A e 1045-B.
A figura 4.36 mostra a relação entre a força de avanço (F
a
) e a fração volumétrica de
inclusões na seção transversal da barra (FIT).
Fa x FIT (190 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
a) F
a
x FIL (190 m/min)
Fa x FIT (115 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
300
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
b) F
a
x FIL (115 m/min)
Fa x FIT (45 m /m in)
160
210
260
310
360
410
460
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
c) F
a
x FIL (45 m/min)
Fa x FIT (15 m /m in)
160
180
200
220
240
260
280
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
Fa (N)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
d) F
a
x FIL (15 m/min)
Figura 4.36 - Relação entre a força de avanço (F
a
) e a fração volumétrica de inclusões na seção transversal da
barra (FIT) para diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).
Baseados também na observação, na figura 4.36 pode-se dizer que quando a
quantidade de inclusões na transversal é maior, a força de avanço diminui. Isto é, os aços com
maior teor de enxofre (1145-A e 1145-B) apresentaram em algumas condições menores forças
que os aços 1045-A e 1045-B, como verificado na condição analisada na figura 4.35.
A figura 4.37 mostra a relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e o fator de
forma (FF).
ks x FF (190 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 10 20 30 40
FF
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
a) k
S
x FF (190 m/min)
ks x FF (115 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 10 20 30 40
FF
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
b) k
S
x FF (115 m/min)
ks x FF (45 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 10 20 30 40
FF
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
c) k
S
x FF (45 m/min)
k s x FF (15 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 10 20 30 40
FF
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
d) k
S
x FF (15 m/min)
Figura 4.37 - Relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e o fator de forma (FF) para diferentes velocidades
de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).
Observa-se na figura 4.37, que ao se comparar os aços estudados com relação à
pressão específica de corte (k
S
), o aço 1045-A foi o que apresentou os maiores valores na
maioria das condições. A única exceção foi com relação ao aço 1045-B na condição 45m/min.
O aço 1145-A, comparado com o aço 1045-B, apresentou maior pressão específica de corte só
na condição de 190 m/min, nas outras condições o valor de k
s
mais elevado corresponde ao
aço 1045-A. Os aços 1145-A e 1045-B também apresentaram maiores valores de k
s
em
relação ao aço 1145-B. Pode ser observado, que de um modo geral, o aço 1045-A apresenta
os maiores valores de k
s
e o aço 1145-B os menores. No entanto, analisando estatisticamente
através da análise de variância, se encontrou que nas condições de velocidades de corte de
115, 45 e 15m/min, não existe diferença significativa entre as médias dos valores de k
S
, isto
quer dizer que para este ensaio não é possível afirmar que houve um aumento ou diminuição
deste valor com a mudança no fator de forma. Já na condição de 190 m/min, observou-se que
existe uma diferença nas médias dos valores de k
S
entre o aço 1045-A e o aço 1145-B. O que
significa que para essa condição de velocidade, efetivamente houve uma diminuição do k
S
do
aço 1045-A para o aço 1145-B. Em geral, observa-se uma tendência à diminuição da k
S
para
os aços com maior teor de enxofre (1145-A e 1145-B) na maioria das velocidades de corte.
No entanto, há uma influência mais marcante por parte da distribuição das inclusões tanto na
transversal quanto na longitudinal na pressão específica, do que a mostrada pelo fator de
forma como será apresentado seguidamente.
A figura 4.38 mostra a relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e a fração
volumétrica de inclusões na seção longitudinal da barra (FIL).
ks x FIL (190 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
a) k
S
x FIL (190 m/min)
ks x FIL (115 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
b) k
S
x FIL (115 m/min)
k s x FIL (45 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
c) k
S
x FIL (45 m/min)
ks x FIL (15 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
FIL
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
d) k
S
x FIL (15 m/min)
Figura 4.38 - Relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e a fração volumétrica de inclusões na seção
longitudinal da barra (FIL) para diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).
A figura 4.38 mostra o mesmo comportamento descrito na figura 4.37 por manter a
relação com a pressão específica de corte. Os maiores valores de k
s
foram obtidos para a
condição 45m/min. Tudo parece indicar que este comportamento do k
s
é por causa da aresta-
postiça-de-corte (APC), que para estes aços e para esta condição de velocidade, começa a
diminuir sua formação, o que se traduz em um aumento nas forças de usinagem (SHAW,
2005; TRENT, 2000).
A figura 4.39 mostra a relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e a fração
volumétrica de inclusões na seção longitudinal da barra (FIL).
ks x FIT (190 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
a) k
S
x FIT (190 m/min)
ks x FIT (115 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
b) k
S
x FIT (115 m/min)
ks x FIT (45 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
c) k
S
x FIT (45 m/min)
k s x FIT (15 m /m in)
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
FIT
ks (MPa)
1145-A
1045-B
1045-A
1145-B
d) k
S
x FIT (15 m/min)
Figura 4.39 - Relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e a fração volumétrica de inclusões na seção
transversal da barra (FIT) para diferentes velocidades de corte (190, 115, 45 e 15 m/min).
Da figura 4.39 pode ser observado que à medida que aumenta a fração volumétrica de
inclusões na seção transversal da barra, a pressão específica de corte diminui na maioria das
condições de velocidade de corte. Isto concorda com a literatura (SHAW, 2005; TRENT,
2000), onde aumentado a quantidade de inclusões no aço, os esforços e as forças associados
ao processo de usinagem diminuem.
4.2.5.2 Avaliação das forças de usinagem com a velocidade de corte
As figuras 4.40 a 4.42 mostram a relação entre a pressão específica de corte (k
s
) e a
força de avanço (F
a
) com a velocidade de corte (v
c
). A figura 4.40 mostra uma tendência a
maiores esforços de corte para a velocidade de corte de aproximadamente 50 m/min. Existe
também uma tendência nos ensaios realizados de os maiores esforços ocorrerem no aço 1045-
A e os menores no aço 1145-B. Isso deve estar relacionado não só com as frações
volumétricas, mas com a distribuição das inclusões. No entanto, no item anterior se
evidenciou que em alguns casos a diferença estatística entre as médias da pressão e da força
de avanço não é significativa.
ks x Vc
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
3800
0 50 100 150 200
Vc (m/min)
ks (MPa)
1045-A
1045-A
1045-A
1045-A
1045-B
1045-B
1045-B
1045-B
1145-A
1145-A
1145-A
1145-A
1145-B
1145-B
1145-B
1145-B
Figura 4.40 – Variação da pressão específica de corte (k
s
) em função da velocidade de corte (V
C
) para os quatro
aços estudados
Ks x Vc
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
0 50 100 150 200
Vc (m/min)
ks (MPa)
1045-A
1045-B
1145-A
1145-B
Figura 4.41 - Pressão específica de corte (k
s
) em função da velocidade de corte (V
C
) para os quatro aços
estudados
Fa x Vc
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 50 100 150 200
Vc (m/min)
Fa (N)
1045-A
1045-B
1145-A
1145-B
Figura 4.42 - Força de avanço (F
a
) em função da velocidade de corte (V
C
) para os quatro aços estudados
Observa-se nas figuras 4.41 e 4.42, que o comportamento dos diferentes aços muda em
relação à velocidade de corte na faixa de 10 até 50 m/min. Este comportamento é comum nos
aços carbono, como pode ser observado na figura 2.16. Segundo Shaw (2005), esta mudança é
causada pela formação da aresta-postiça-de-corte (APC), que se encontra presente durante a
usinagem em baixas velocidades de corte, levando à diminuição das forças de usinagem. À
medida que a velocidade aumenta, a APC se perde fazendo com que as forças de usinagem
aumentem novamente e atinjam os valores máximos que se apresentam normalmente na faixa
dos 50 m/min. Após ultrapassar essa velocidade de corte, as forças de usinagem diminuem
gradualmente seu valor. Observa-se nas figuras 4.41 e 4.42 no caso dos aços com teor de
enxofre maior, tudo indica que o pico de força, relacionado com a diminuição da APC, foi
deslocado para a direita. Isto é, a aresta postiça para estes aços vai permanecer durante uma
velocidade de corte maior que os aços que não possuem essa adição de enxofre.
Segundo Akawasa et al. (2004), a presença ou ausência da aresta-postiça-de-corte
(APC) durante a usinagem, pode ser observada ao se analisar a força dinâmica de corte, onde
este efeito é mais significativo. Como a APC é um fenômeno transitório, isto é, não
permanece de forma constante durante a usinagem, essa variação faz com que a força
dinâmica associada à força de corte se altere. É importante comentar também que os desvios
nas medidas das forças de usinagem aumentaram significativamente com a diminuição da
velocidade de corte. Na figura 4.43 é apresentada a relação entre a força dinâmica e a
velocidade de corte.
Força Dinâmica x Vc
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0 50 100 150 200
Vc (m/min)
Fc (N)
1045-A
1045-B
1145-A
1145-B
Figura 4.43 – Variação da força dinâmica de corte com a velocidade de corte (V
c
) para os quatro aços estudados
Como se observa na figura 4.43, o valor da força dinâmica é menor no caso dos aços
com maiores teores de enxofre (1145-A e 1145-B) do que nos aços 1045-A e 1045-B, quando
a velocidade de corte está entre 15 e 45m/min. No entanto, no caso do aço 1145-A observa-se
que a força dinâmica aumenta na condição de 30m/min. Este aumento indica que para os aços
com teor de enxofre maior, a formação de aresta postiça ainda continua ocorrendo, enquanto
que para os aços base ABNT 1045, a aresta postiça começa a diminuir, devido ao aumento da
temperatura que facilita a saída do material da face de saída. Shaw (2005) observou ao estudar
o comportamento das forças de usinagem para aços com diferentes teores de enxofre que, a
medida em que o teor de enxofre aumenta a faixa de velocidades onde é mais provável a
ocorrência da APC também aumenta. Portanto, a curva do comportamento das forças de
usinagem com a velocidade de corte, se desloca para direita. Logo, o que para os aços ABNT
1045 seria o ponto máximo onde a aresta desaparece para os aços base ABNT 1145 pode
ainda ser uma faixa de ocorrência de APC. Ou seja, na velocidade de 30m/min o aço ABNT
1145-A apresentou maior formação de aresta-postiça-de-corte que os demais aços estudados.
Isso deveria afetar também a rugosidade do corpo-de-prova usinado para estas faixas de
velocidade. A figura 4.44 apresenta um esquema para ilustrar os diferentes comportamentos
quanto à formação de aresta postiça nos aços estudados. Uma outra hipótese para o
comportamento diferenciado do aço 1145-A pode estar relacionada com diferentes aspectos
microestruturais, que levaram a uma dureza Vickers ligeiramente superior em relação ao aço
1145-B. Embora os materiais sejam semelhantes, eles não são homogêneos.
Figura 4.44 – Comparação da força de usinagem e rugosidade média entre um aço com adição de enxofre
(vermelho) e um sem adição (azul).
Em uma operação de usinagem típica, a energia cisalhante corresponde a cerca de 75%
da energia total, que é representada pela pressão específica de corte (k
S
), o restante 25%
corresponde à energia despendida no atrito. Existe também outro tipo de energias associadas
ao processo, no entanto estas são consideradas como desprezíveis (SHAW, 2005; DIETER,
1981). Contudo, os dados obtidos na operação de torneamento mostram que os quatro aços
têm uma média da pressão específica de corte de aproximadamente 2800 MPa (figura 4.41), o
que corresponderia o 75% da energia gasta na deformação plástica. Comparando-se esses
dados, com os dados obtidos no ensaio de barra de Hopkinson, pode-se fazer uma
aproximação sobre o comportamento dos materiais sob o efeito das altas taxas de deformação.
Observa-se que no ensaio de barra de Hopkinson este valor de 2800 MPa (ou a energia total
para a usinagem que estaria em torno de 2100 MPa), encontra-se dentro da região elástica da
curva tensão-deformação dinâmica (figuras 4.19-25). Embora os ensaios sejam realizados em
condições muito diferentes, os valores obtidos estão na mesma ordem de grandeza. O ensaio
realizado na barra não apresenta taxas deformação tão elevadas como na usinagem e as
temperaturas envolvidas também são certamente menores. No entanto, os resultados indicam
valores semelhantes e que podem ser utilizados para simular processos de usinagem com uma
boa aproximação. Outro aspecto importante a ser comentado está relacionado com a
observação das inclusões. O ensaio de dobramento mostrou de forma inequívoca a fratura das
inclusões de MnS, o que não foi observado nas amostras ensaiadas na barra de Hopkinson.
4.2.5.3 Rugosidade
A rugosidade foi medida na superfície usinada para cada condição da velocidade de
corte. Para isso foi obtida a rugosidade media (R
a
), a rugosidade total (R
t
), que corresponde à
distância vertical entre o pico mais alto com o vale mais profundo ao longo de λc, e a altura
do pico (R
p
), que é a altura máxima do pico acima da linha média. Os resultados são
apresentados nas tabelas 19 até 22.
Tabela 19 – Análise da rugosidade do aço ABNT 1045-A
Rugosidade
(190 m/min) (115 m/min) (45 m/min) (15 m/min)
Ra Ra Ra Ra
4,78 4,23 6,61 9,11
Rp Rp Rp Rp
12,26 12,14 16,93 20,74
Rt Rt Rt Rt
21,88 22,35 40,33 53,98
Tabela 20 – Análise da rugosidade do aço ABNT 1045-B
Rugosidade
(190 m/min) (115 m/min) (45 m/min) (15 m/min)
Ra Ra Ra Ra
3,88 5,36 7,31 11,73
Rp Rp Rp Rp
10,68 15,07 20,45 29,75
Rt Rt Rt Rt
23,25 27,19 40,97 77,33
Tabela 21 – Análise da rugosidade do aço ABNT 1145-A
Rugosidade
(190 m/min) (115 m/min) (45 m/min) (15 m/min)
Ra Ra Ra Ra
5,52 5,08 8,83 8,93
Rp Rp Rp Rp
15,79 13,53 20,53 21,93
Rt Rt Rt Rt
28,18 25,78 41,78 61,38
Tabela 22 – Análise da rugosidade do aço ABNT 1145-B
Rugosidade
(190 m/min) (115 m/min) (45 m/min) (15 m/min)
Ra Ra Ra Ra
4,20 4,88 5,3 7,87
Rp Rp Rp Rp
11,95 15,5 16,88 22,02
Rt Rt Rt Rt
21,59 27,69 30,4 53,03
A figura 4.45 apresenta os resultados da rugosidade média em função da velocidade de
corte. Pode se verificar na curva que a rugosidade e, portanto, o acabamento superficial, está
diretamente ligado com a velocidade de corte e não com a presença de inclusões, sua
morfologia e/ou distribuição.
Ra x Vc
0
2
4
6
8
10
12
0 50 100 150 200
Vc (m/min)
Ra (microns)
1045-A
1045-B
1145-A
1145-B
Figura 4.45 - Rugosidade média (R
a
) em função da velocidade de corte (V
C
).
Com relação à figura 4.45 pode-se dizer que, a pequena diferença na rugosidade para
uma velocidade de corte de 15 m/min entre os aços com teores de enxofre mais elevados
(1145-A e 1145-B) e com os menores teores (1045-A e 1045-B), está relacionada com a
formação da APC, sendo a rugosidade maior para os aços base ABNT 1045 e a menor para os
ABNT 1145.
4.2.5.4 Formação da aresta-postiça-de-corte (APC)
A formação da aresta-postiça-de-corte foi estudada para avaliar os resultados obtidos
no ensaio de torneamento, onde se concluiu através do estudo da força dinâmica e da
rugosidade, que existe ocorrência deste fenômeno em certas condições para determinados
aços.
Com base nos resultados de forças de corte, forças dinâmicas e rugosidade, verificou-
se que os aços ABNT 1145 e 1045 apresentam comportamento diferenciado no que se refere à
formação de APC. Desse estudo feito e apresentado no item 4.2.5, se mediram as forças de
corte, mas não foi observada a ferramenta para corroborar se efetivamente havia evidências da
formação da aresta-postiça-de-corte. Neste estudo feito posteriormente, foram estudados dois
aços com diferentes teores de enxofre, mas com teores semelhantes de outros elementos como
é o caso do aço ABNT 1045-B e ABNT 1145-A. Para o ensaio foram utilizadas as mesmas
condições de usinagem que nos outros ensaios de torneamento (Item 4.2.5) sendo a
profundidade de corte de 1 mm e o avanço de 0,205 mm/volta. Neste ensaio não foram
avaliados os esforços de corte. Foram utilizados nove corpos-de-prova de cada aço, e em cada
ensaio foi utilizada uma ferramenta nova. Como o objetivo era observar a formação de aresta-
postiça-de-corte e esta se apresenta em certa faixa de velocidades, então foram selecionadas
as velocidades de 15, 30 e 45 m/min. A usinagem dos corpos-de-prova foi realizada em um só
passe.
A rugosidade média (R
a
) e a altura do pico (R
p
) foram os parâmetros medidos no
ensaio, com o objetivo de observar variações em seus valores devido à formação da APC.
Também foram feitas fotografias da ponta da ferramenta para se observar o fenômeno. O
método de análise das ferramentas consistiu na pesagem das ferramentas antes e após o
ensaio, para corroborar a adesão ou não de material da peça. No entanto, este procedimento
não foi conclusivo, já que não se levou em conta o possível desgaste da ferramenta, mas dá
indicações da formação de APC, quando há um aumento de massa. Os resultados são
apresentados seguidamente na tabela 23.
Tabela 23 – Massa e dimensão da APC nas pastilhas utilizadas para usinar os dois aços estudados para as três
velocidades de corte (V
C
) 15, 30 e 45 m/min
Ferramenta
V
c
M
i
M
f
∆M
Aço
APC
m/min (g) (g) (g)
Y
(µm)
X
(µm)
1 45 3,9848 3,9849 0,0001 1045-B 207 426
2 15 4,0505 4,0507 0,0002 1145-A --- ---
3 15 4,0451 4,0453 0,0002 1045-B 207 438
4 30 4,0006 4,0008 0,0002 1145-A 242 519
5 45 4,0312 4,0313 0,0001 1145-A --- ---
6 15 4,037 4,0371 0,0001 1145-A 242 461
7 45 3,9969 3,9969 0,0000 1045-B --- ---
8 15 3,9877 3,9869 -0,0008 1045-B --- ---
9 30 4,0414 4,0417 0,0003 1145-A 265 530
10 45 4,0417 4,0419 0,0002 1145-A --- ---
11 30 4,0048 4,0044 -0,0004 1045-B --- ---
12 30 3,9877 3,9881 0,0004 1045-B 343 756
13 15 3,9784 3,9787 0,0003 1045-B --- ---
14 15 4,0096 4,0101 0,0005 1145-A 184 484
15 30 4,0011 4,0015 0,0004 1145-A 288 461
16 45 3,9802 3,9806 0,0004 1045-B 207 519
17 30 3,9796 3,9805 0,0009 1045-B 288 553
18 45 3,9936 3,9939 0,0003 1145-A --- ---
M
i
: Massa inicial ∆M : Diferença de massa X : Comprimento da APC
M
f
: Massa final ---- : Não formou APC Y : Altura da APC
Durante os ensaios para avaliação da aresta postiça, duas ferramentas lascaram (8 e
11), possivelmente por fatores associados ao ajuste e vibração da máquina. Dez apresentaram
aresta-postiça-de-corte (1, 3, 4, 6, 9, 12, 14, 15, 16 e 17) e cinco apresentaram outro tipo de
adesão de material sem formar aresta postiça (2, 5, 10, 13 e 18). As duas ferramentas que
falharam usinaram aço ABNT 1045-B; das que formaram aresta postiça, cinco usinaram aço
ABNT 1045-B e cinco ABNT 1145-A. No caso das ferramentas 2, 5, 10, 13 e 18, existe uma
diferença na massa, mas esta não esta associada à formação da aresta postiça, senão à adesão
de material na ferramenta, como pode ser observado nas fotografias apresentadas nas figuras
4.46 a 4.48.
a. APC no aço ABNT 1045-B
Os dados obtidos nos ensaios mostram que para o aço ABNT 1045-B existe a
formação de APC nas três condições de velocidade de corte. Nas seguintes fotografias das
figuras 4.46, 4.47 e 4.48, observam-se as ferramentas para cada condição do ensaio. Estas
fotos foram feitas utilizando o microscópio estereoscópico NIKON SMZ800 do LFS.
Velocidade de corte de 15 m/min
3-a 8-a 13-a
3-b 8-b 13-b
Figura 4.46 – Ferramentas na condição de 15 m/min (ABNT 1045-B). a) Superior e b) Lateral
Velocidade de corte de 30 m/min
11-a 12-a 17-a
11-b 12-b 17-b
Figura 4.47 – Ferramentas na condição de 30 m/min (ABNT 1045-B). a) Superior e b) Lateral
Velocidade de corte de 45 m/min
1-a 7-a 16-a
1-b 7-b 16-b
Figura 4.48 – Ferramentas na condição de 45 m/min (ABNT 1045-B). a) Superior e b) Lateral
Estas fotografias são da vista superior e lateral da pastilha, evidenciando que para este
aço a APC forma-se ainda na velocidade de 45 m/min. É possível também que esta velocidade
limite utilizada neste ensaio esteja abaixo daquela onde realmente a aresta não aparece. (Cabe
lembrar que esta velocidade foi utilizada, pois nos gráficos das forças de usinagem a queda na
força ocorre nesta velocidade, e a explicação para essa queda é o desaparecimento da APC).
Na tabela 22, pode-se observar que o tamanho das arestas postiças formadas em
algumas ferramentas, não é muito diferente entre as diferentes condições de velocidade, isto
indica que mesmo sendo um fenômeno dinâmico e passageiro, este possui um tamanho quase
constante ao longo de todo o processo. Só na condição de 30 m/min, este apresentou uma
variação notável no seu tamanho, ainda assim esta guarda as proporções com as demais
condições.
b. APC no aço ABNT 1145-A
Nas fotografias apresentadas nas figuras 4.49, 4.50 e 4.51, observam-se as ferramentas
para cada condição de ensaio para o aço ABNT 1145-A (15, 30 e 45 m/min de velocidade de
corte; a
p
= 1 mm e f = 0,205 mm/volta).
Velocidade de corte de 15 m/min
2-a 6-a 14-a
2-b 6-b 14-b
Figura 4.49 – Ferramentas na condição de 15 m/min (ABNT 1145-A). a) Superior e b) Lateral
Velocidade de corte de 30 m/min
4-a 9-a 15-a
4-b 9-b 15-b
Figura 4.50 – Ferramentas na condição de 30 m/min (ABNT 1145-A). a) Superior e b) Lateral
Velocidade de corte de 45 m/min
5-a 10-a 18-a
5-b 10-b 18-b
Figura 4.51 – Ferramentas na condição de 45 m/min (ABNT 1145-A). a) Superior e b) Lateral
Para este aço, a condição onde não se verificou a formação da aresta postiça foi para a
velocidade de 45 m/min. Embora tenham sido observados alguns vestígios de aresta postiça
aderidos à ferramenta, o que pode ser uma indicação da sua presença durante o processo. No
entanto, o deslocamento do pico de formação de APC apresentado no item 4.2.5.2, pode não
ocorrer ou não ocorrer de maneira pronunciada.
c. Resultados da rugosidade dos corpos-de-prova
Na figura 4.52 são apresentados os resultados da rugosidade R
a
e R
p
medida nos
corpo-de-prova. A rugosidade R
p
foi determinada já que esta é a que representa melhor o
efeito do depósito da aresta postiça sobre a superfície, ao se medir os picos de rugosidade.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 10 20 30 40 50
Vc (m/min)
Ra (microns)
1045-B
1145-A
a) R
a
0
5
10
15
20
25
0 10 20 30 40 50
Vc (m/min)
Rp (microns)
1045-B
1145-A
b) R
p
Figura 4.52 – Rugosidade dos aços em função da velocidade de corte (V
C
). a) R
a
, b) R
p
Dos resultados obtidos da rugosidade, observa-se que para ambas as rugosidades, os
valores são menores para o aço 1145-A na velocidade de 15 m/min; só na condição de
30m/min o valor muda e passa a ser maior que o outro aço. Esta mudança da rugosidade na
velocidade de 30m/min pode ser causada pela diferença na microestrutura dos dois aços e
pelo efeito das inclusões de sulfeto de manganês. O aumento no valor da rugosidade no caso
do aço ABNT 1145-A pode ter sido causado, segundo Shaw (2005), pelo fato dos aços com
teores maiores de enxofre tender a ampliar a faixa de velocidades onde se forma a aresta
postiça. Portanto, no momento em que a aresta postiça desaparece no aço ABNT 1045, no aço
ABNT 1145 esta ainda se forma. Como discutido na figura 4.44.
Este ensaio para determinar a formação de aresta-postiça-de-corte, nesta faixa de
velocidades, evidenciou a mudança no comportamento da rugosidade do aço base ABNT
1145 com relação ao ABNT 1045, como também foi confirmado com a análise da força
dinâmica.
As fotografias apresentadas na figura 4.53 mostram as superfícies geradas para cada
condição de velocidade para cada aço estudado, nesta figura se observam as diferenças na
rugosidade e na topografia destas superfícies ressaltando-se nos círculos a presença do
fenômeno de aresta-postiça-de-corte (APC). No caso da velocidade de 30 m/min, a formação
de aresta postiça é maior no aço ABNT 1145-A, o que afeta os resultados da rugosidade para
este aço.
Velocidade
de corte
1045-B 1145-A
15 m/min
30 m/min
45 m/min
Figura 4.53 – Superfícies usinadas dos aços ABNT 1045-B e ABNT 1145-A para diferentes velocidades de corte
CONCLUSÕES
Neste trabalho foram caracterizados de diferentes maneiras quatro aços com
composição química semelhante, mas com teores de enxofre diferentes. A abordagem desta
caracterização forneceu uma grande variedade de informação sobre os aspectos ligados à
microestrutura, comportamento mecânico e comportamento no processo de torneamento
destes quatro aços. O que é considerado como uma base de dados para posteriores simulações
de processos onde se tenha influência da taxa de deformação, como é o processo de usinagem.
O detalhamento das conclusões é apresentado a seguir:
Caracterização microestrutural
• A caracterização microestrutural permitiu observar as diferenças entre os diferentes aços
estudados, como é o caso da fração volumétrica de perlita, fração de inclusões e a largura
e comprimento das inclusões. Em relação à fração de perlita, não houve uma diferença
significativa entre as duas famílias, no entanto o aço 1145-A foi o que apresentou maior
fração de esta fase. No caso da fração e tamanho das inclusões, observou-se que há uma
diferença entre os aços da família ABNT 1045 com os da família ABNT 1145.
Ensaio de dobramento
• Observou-se que o comportamento que apresentam as inclusões de sulfeto de manganês,
sob condições de baixa taxa de deformação (quasi-estática) e sem a influência da
temperatura, é completamente frágil.
• Observou-se durante o ensaio que a inclusão separa-se da matriz, o que pode favorecer a
aparição de microtrincas e favorecer a fratura do material. Também este comportamento
evidencia que a força interatômica entre a inclusão e a matriz é fraca, o que pode indicar a
ocorrência de microcavidades na interface com baixas taxas de deformação.
• Observou-se também um trincamento severo das inclusões de sulfeto de manganês o que
confirma seu caráter frágil para estas condições de ensaio. No entanto, não se tem
evidencias de que estas trincas possuam a suficiente energia para se propagar através da
matriz de aço. Confirmando assim a observação do Kiessling (1978).
• O modelo em elementos finitos representou bem, mesmo que qualitativamente, o
comportamento do corpo-de-prova durante o ensaio, já que este indicou as regiões de
concentração de esforços a serem estudadas.
Ensaios estáticos (tração e dureza Vickers)
• Verificou-se que existe uma diferença nas propriedades mecânicas dos dois aços, isto é, o
aço ABNT 1145-A apresentou maior limite de escoamento, limite de resistência e dureza
que o aço ABNT 1045-B. No entanto, o aço ABNT 1045-B apresentou maior
alongamento favorecido pela diferença na quantidade de inclusões de sulfeto de
manganês. Já que estas favorecem a aparição de alvéolos em volta da inclusão e
posteriormente na geração de trincas que se propagam através da matriz e que
desencadeiam em uma fratura do aço.
Ensaio de barra de Hopkinson
• Observou-se que tanto o limite de escoamento quanto o limite de resistência aumentam
com o aumento da taxa de deformação para a maioria dos espécimes dos dois aços
estudados. O mesmo ocorreu com a deformação do material que tende a aumentar
conforme a taxa de deformação aumenta.
• Não foi possível comparar as seções longitudinal e transversal das barras para cada aço
estudado, devido às diferenças nas taxas de deformação durante o teste. No entanto,
alguns resultados que possuíram taxas muito próximas não evidenciaram diferenças
significativas nos valores de limite de resistência, limite de escoamento e deformação. O
que poderia induzir que a anisotropia dos aços a altas taxas de deformação não influencia
o comportamento nem as características do material quando este é submetido a altas taxas
de deformação neste tipo de ensaio.
• Verificou-se que o aço ABNT 1145-A e aço ABNT 1045-B apresentam um
comportamento mecânico semelhante nas duas seções. No caso do aço ABNT 1145-A as
propriedades mecânicas foram ligeiramente maiores que o aço ABNT 1045-B, como é o
caso do limite de escoamento e o limite de resistência. No caso da deformação não se
pode estabelecer uma diferença entre um aço e o outro por causa da variação na taxa de
deformação.
• Observou-se uma forte deformação tanto da perlita quanto das inclusões quando o corpo-
de-prova se encontra submetido a altas taxas de deformação. No caso das inclusões de
sulfeto de manganês, estas mudam totalmente sua morfologia deixando de ser alongadas e
passando a ser irregulares dependendo da sua disposição nos espécimes testados. No
entanto, a maioria delas não evidenciou um trincamento severo, isto ratificou o
comportamento plástico das inclusões a altas taxas de deformação.
• Observou-se também que após a deformação dos espécimes, a matriz ao redor das
inclusões apresentou uma série de trincas. No entanto, estas trincas podem estar
associadas com a deformação da matriz no momento em que as inclusões mudam sua
morfologia (caldeamento).
• Observou-se que na condição de 4 bar de pressão, todos os corpos-de-prova evidenciaram
um aumento na temperatura. Essa avaliação foi qualitativa, mas facilmente perceptível
durante o manuseio. Contrariamente aconteceu para a pressão de 2bar, onde os corpos-de-
prova não apresentaram esse aumento na temperatura.
Ensaio de torneamento
• Observou-se a influência da fração volumétrica de inclusões de sulfeto de manganês na
seção transversal (FIT) e longitudinal (FIL) da barra na pressão específica de corte e na
força de avanço dos quatro aços estudados. No entanto, este efeito é pouco significativo
estatisticamente devido às altas variações que apresentam os dados.
• Observou-se também que os aços com maior teor de enxofre (ABNT 1145) apresentaram
menores forças de avanço (F
a
) e menor pressão específica de corte (k
S
) que os aços sem a
adição de enxofre (ABNT 1045). Isto foi evidenciado nas análises das forças de usinagem
e está relacionada com a distribuição e quantidade de inclusões de sulfeto de manganês.
.
• Observou-se uma tendência a maiores esforços de corte para a velocidade de corte de
aproximadamente 50 m/min nos aços da família ABNT 1045. Isso deve estar relacionado
não só com as frações volumétricas, mas com a distribuição e tamanho das inclusões. Já
que no caso dos aços da família ABNT 1145, estes esforços diminuem nesta velocidade.
• Observou-se de acordo à força dinâmica, que na faixa de velocidades de 15 até 50 m/min
o comportamento dos diferentes aços muda devido à formação de aresta-postiça-de-corte
(APC). No caso dos aços ABNT 1145, se evidenciou que o pico de força diminuiu e foi
deslocado para a direita. Isto é, a APC para estes aços vai permanecer durante uma
velocidade de corte maior que os aços ABNT 1045.
• Observou-se que a rugosidade está diretamente ligada com a velocidade de corte e não
com a presença de inclusões, sua morfologia e/ou distribuição. É importante comentar que
os desvios nas medidas das forças de usinagem aumentaram significativamente com a
diminuição da velocidade de corte.
• Observou-se que o aço ABNT 1145-A apresentou rugosidade diferente na velocidade de
30 m/min, isto porque ao se deslocar a curva de esforço-velocidade de corte para direita é
possível que o ponto de maior formação de APC para este aço esteja nessa velocidade. No
caso dos aços ABNT 1045 foi aproximadamente em 15 m/min.
• Conclui-se que o ensaio de torneamento é um método que, embora estatisticamente não
mostre diferenças significativas entre os diferentes parâmetros de usinagem para
diferentes materiais, permite observar qualitativamente pequenas diferenças no
comportamento em usinagem de diferentes materiais.
• Pode-se concluir que os ensaios feitos para a caracterização dos materiais estudados neste
trabalho são complementares e permitem conhecer melhor o comportamento de um
material sob diferentes condições. Ainda que alguns ensaios foram feitos em condições
quasi-estáticas de carregamento (dobramento e tração), estes complementam a informação
do material e da influência da sua microestrutura no caso das altas taxas de deformação
(Hopkinson e torneamento). No caso de fazer um único ensaio para caracterizar um
material estaria mostrando apenas uma tendência.
TRABALHOS FUTUROS
Para os trabalhos futuros sugere-se o seguinte:
• Realizar os ensaios de torneamento com melhor resolução, pois este foi um limitante neste
trabalho, especialmente nos dados da velocidade de corte. Isto porque em certas
velocidades acontecem fenômenos que normalmente passam despercebidos quando a
quantidade de pontos estudados é pequena.
• Estudar a morfologia do cavaco para obter melhores dados sobre o comportamento das
inclusões de sulfeto de manganês na zona de fluxo e na zona primaria de cisalhamento.
• Estudar a superfície usinada nas condições de velocidade de corte onde se forma aresta
postiça de corte, para entender melhor este fenômeno e o efeito que das inclusões de
sulfeto de manganês na sua formação.
ANEXOS
Anexo 1
Cálculo da pressão especifica de corte (k
S
)
Seguidamente se apresenta a expressão utilizada no cálculo da pressão específica de corte.
Este é um dos parâmetros mais importantes e representativos do processo de torneamento.
Este valor é obtido através da relação da força de corte medida e de parâmetros de usinagem,
segundo a fórmula:
p
C
S
af
F
k
⋅
=
[N/mm
2
]- [MPa] (Eq.5)
Onde
F
c
: força de corte [N]
f : avanço [mm]
a
p
: profundidade de corte [mm]
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