ads:
MARCELO FRANCISCO PIMENTEL
INFLUÊNCIA DA COMPOSIÇÃO QUÍMICA E DA
MICROESTRUTURA NA USINABILIDADE DO AÇO DE CORTE
FÁCIL COM ADIÇÃO DE CHUMBO (SAE 12L14)
Dissertação apresentada à Faculdade de
Engenharia de Guaratinguetá da Universidade
Estadual Paulista, para a obtenção do título de
Mestre em Engenharia Mecânica na área de
Projetos e Materiais.
Orientador: Prof. Dr. Marcelo dos Santos Pereira
Guaratinguetá – SP
2006
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
DADOS CURRICULARES
MARCELO FRANCISCO PIMENTEL
NASCIMENTO 03.11.1973 - Rio de Janeiro / RJ
FILIAÇÃO Domingos Francisco Pimentel
Jacyra Maria Pimentel
1994/1999 Curso de Graduação em Engenharia Metalúrgica
Universidade Federal Fluminense - UFF
ads:
À minha esposa, aos meus pais, às minhas irmãs
e aos meus sobrinhos, que me possibilitaram a
aquisição e aprimoramento de características
essenciais a vida de um homem: solidariedade,
humildade, paciência, amor e fé.
AGRADECIMENTOS
• A Deus, por ter me dado muita força para a realização deste trabalho e por me
permitir a conquista de muitos objetivos ao longo da minha vida;
• Ao meu orientador, Prof. Dr. Marcelo dos Santos Pereira, por sua orientação,
apoio e paciência, sem os quais seria impossível a concretização deste trabalho;
• Aos engenheiros Dr. Kiyoshi Miyada e Edson Leme do Prado, da Aços Villares
S.A., pelo apoio e incentivo depositados neste trabalho;
• Aos técnicos da Aços Villares S.A., João Paulo Maia, João Moreira da Motta e
Raimundo Viana de Oliveira, pela execução das análises químicas, ensaios
mecânicos e metalográficos;
• Aos funcionários da FEG, Célio José de Souza, Ely de Almeida Fornitano,
Humberto Lopes Rodrigues, José Manoel Bernardes, Odir Vieira da Silva e
Wilson Roberto Monteiro, pela ajuda no planejamento, realização e avaliação
dos ensaios de usinabilidade;
• Ao Departamento de Materiais da Faculdade de Engenharia Mecânica da
UNESP (campus de Guaratinguetá), pela utilização do Laboratório de Análise
de Imagens de Materiais e do Laboratório de Usinagem;
•
Ao Prof. Dr. Durval Rodrigues Jr. do DEMAR (FAENQUIL), pela realização
das análises por microscopia eletrônica de varredura.
PIMENTEL, Marcelo Francisco. Influência da composição química e da
microestrutura na usinabilidade do aço de corte fácil com adição de chumbo
(SAE 12L14), 2006. 120p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) –
Faculdade de Engenharia, Campus de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista,
Guaratinguetá, 2006.
RESUMO
Nos componentes mecânicos em aço, a operação de usinagem pode representar mais
de 50% do custo de produção. Por isso, tem-se procurado, com o desenvolvimento
tecnológico, obter materiais que respondam adequadamente à solicitação de boa
usinabilidade. No caso dos aços para construção mecânica, dentre os fatores que
influenciam a usinabilidade, tem-se como principal fator a microestrutura do material,
que por sua vez é definida pela composição química, tratamento térmico e o tipo,
forma e distribuição das inclusões. No presente trabalho, o principal objetivo é avaliar
a influência da composição química e da microestrutura, basicamente o tipo, a
morfologia e a distribuição das inclusões, na usinabilidade do aço de corte fácil baixo-
carbono com adição de chumbo. Para caracterização do material, foram realizadas
análises químicas e executaram-se ensaios metalográficos. As análises químicas foram
realizadas em amostras retiradas do lingotamento e em amostras retiradas do material
laminado. Os ensaios metalográficos foram realizados para avaliar os principais tipos
de microconstituintes e de inclusões presentes no aço estudado, por meio de
microscopia óptica e eletrônica de varredura. Nos ensaios de usinabilidade, foi
utilizada ferramenta de corte de metal duro, sendo a usinabilidade avaliada pelo
desgaste de flanco da ferramenta. Os resultados mostraram que a maior usinabilidade
foi obtida nas regiões dos corpos-de-prova com os maiores teores de carbono, enxofre
e chumbo. Nestas regiões, também se verificou a maior quantidade de inclusões de
sulfeto de manganês globulares e homogeneamente distribuídas.
PALAVRAS-CHAVE: Composição química, aço de corte fácil, SAE 12L14,
inclusões, usinabilidade.
PIMENTEL, Marcelo Francisco. Influence of chemical composition and
microstructure on the machinability of leaded free-cutting steel (SAE 12L14),
2006. 120p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) – Faculdade de
Engenharia, Campus de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá,
2006.
ABSTRACT
For mechanical steel components, the machinability could represent more than 50% of
the production cost. Consequently, it’s very important to develop steels with good
performance in this kind of process. Microstructure is the main point, when it is
analyzed all the factors that affect machinability. The microstructure can be defined by
composition, heat treatment and inclusions type, shape and distribution. The present
report has the target of evaluate how the chemical composition and microstructure
influence the machinability of the leaded resulfurized low-carbon steel (leaded free-
cutting steel). The material evaluation was based on chemical analysis and
metallography of ladle and rolled samples. Metallography was used to identify the
steel constituents and evaluate inclusions (type, shape and distribution). In
machinability tests, the machinability was evaluated by flank wear of cutting tool. The
results indicated that the machinability was easier in the test specimen regions with
high contents of carbon, sulfur and lead. In these regions, it was verified high amount
of globular manganese sulfide inclusions with homogeneous distribution.
KEYWORDS: Chemical composition, free-machining steel, SAE 12L14, inclusions,
machinability.
LISTA DE FIGURAS
FIGURA 1.1 -
Produção mensal de aço ao chumbo no período de
Janeiro/2004 a
Janeiro/2004 a Junho/2005………………………………
22
FIGURA 1.2 -
Participação da produção de aço ao chumbo em relação
ao peso total de
ao peso total de aço produzido no período de
Janeiro/2004 a Junho/2005……………………………….
22
FIGURA 2.1 -
Esquema de um forno elétrico a arco…………………….
27
FIGURA 2.2 -
Medidas para aumento de produtividade em aciaria
elétrica
elétrica……………………………………………………
28
FIGURA 2.3 -
Representação esquemática de um Forno Panela………...
33
FIGURA 2.4 -
Processos de desgaseificação de aço……………………..
37
FIGURA 2.5 -
Lingote para forjaria (típico)..............................................
39
FIGURA 2.6 -
Lingotamento direto (esquerda) e indireto.........................
40
FIGURA 2.7 -
Esquema da estrutura de um lingote...................................
41
FIGURA 2.8 -
Crescimento de cristais a partir dos cristais equiaxiais
finos (E.F.)
(E.F.) orientados favoravelmente.......................................
42
FIGURA 2.9 -
Microsegregação em aço de baixa liga, determinada por
microssonda
microssonda eletrônica.......................................................
43
FIGURA 2.10 -
Características estruturais de um lingote grande de aço
acalmado
acalmado.............................................................................
44
FIGURA 2.11 -
Efeito da composição do aço em seu volume específico
específico (inverso da densidade) a 1600°C
(inverso da densidade) a 1600°C........................................
45
FIGURA 2.12 -
Diferença de densidade entre o líquido interdendrítico e o
líquido não
-
líquido não-segregado, durante a solidificação, em função
da fração solidificada
da fração solidificada..........................................................
45
FIGURA 2.13 -
Fluxograma do processo de fabricação do aço ao
chumbo.
chumbo...............................................................................
47
FIGURA 2.14 -
Apresentação dos resultados do ensaio de vida da
ferramenta (coordenadas cartesianas)
ferramenta (coordenadas cartesianas).................................
52
FIGURA 2.15 -
Apresentação dos resultados do ensaio de vida da
ferramenta (coordenadas logarítmicas)
ferramenta (coordenadas logarítmicas)..............................
53
FIGURA 2.16 -
Desgaste frontal…………………………………………..
54
FIGURA 2.17 -
Desgaste de cratera.............................................................
54
FIGURA 2.18 -
Relação entre o teor de enxofre e a deformação do cavaco
a vários avanços em testes de torneamento
a vários avanços em testes de torneamento........................
57
FIGURA 2.19 -
Relação entre o teor de enxofre e o atrito cavaco-
ferramenta a vários avanços em te
stes de torneamento
ferramenta a vários avanços em testes de torneamento......
58
FIGURA 2.20
-
Relação entre o teor de enxofre e o tamanho do cavaco.....
59
FIGURA 2.21
-
Efeito do teor de enxofre sobre a produtividade de
usinagem dos aços do gra
u SAE 12XX
usinagem dos aços do grau SAE 12XX..............................
60
FIGURA 2.22
-
Efeito do teor de carbono sobre o índice de usinabilidade
de barras de aço B1113 em testes de torneamento
de barras de aço B1113 em testes de torneamento.............
61
FIGURA 2.23
-
Efeito do teor de silício sobre o índice de usinabilidade
de barras de aço B1113 em testes de torneamento
de barras de aço B1113 em testes de torneamento.............
62
FIGURA 2.24
-
Efeito do teor de silício sobre as características das
inclusões de sulfeto de manganês em barras laminadas a
inclusões de sulfeto de manganês em barras laminadas a
quente do aço B1112 de 27 mm de diâmetro
quente do aço B1112 de 27 mm de diâmetro.....................
63
FIGURA 2.25
-
Desempenho de barras trefiladas de aços de corte fácil
baixo
–
carbono com vários teores de fósforo e
baixo – carbono com vários teores de fósforo e
nitrogênio, utilizadas na produção de tambores de porcas
nitrogênio, utilizadas na produção de tambores de porcas
de parafuso
de parafuso..........................................................................
66
FIGURA 2.26
-
Relação entre os teores de fósforo e nitrogênio e o índice
de usinabilidade de barras trefiladas de aço com 0,08%
de usinabilidade de barras trefiladas de aço com 0,08%
de C e 0,30% de S, em
testes de torneamento
de C e 0,30% de S, em testes de torneamento....................
67
FIGURA 2.27
Efeito da porcentagem de fósforo equivalente sobre a
taxa de produção para os aços do grau 12XX, com e sem
taxa de produção para os aços do grau 12XX, com e sem
adição de chumbo
adição de chumbo...............................................................
68
FIGURA 2.28
-
Efeito da porcentagem de fósforo equivalente sobre as
condições de usinagem para os aços do grau 12
XX, com
condições de usinagem para os aços do grau 12XX, com
e sem adição de chumbo
e sem adição de chumbo.....................................................
69
FIGURA 2.29
-
Formatos de inclusões de MnS no estado bruto de fusão e
após deformação plástica
após deformação plástica....................................................
73
FIGURA 3.1
-
Correlação entre a análise química da amostra e o ensaio
de usinabilidade.
de usinabilidade..................................................................
80
FIGURA 3.2
-
Foto do torno utilizado nos ensaios de usinabilidade.........
82
FIGURA 3.3
-
Fotos do estereoscópio utilizado para a medição da
profundidade de desgaste de flanco da ferramenta de
corte....................................................................................
83
FIGURA 3.4
-
Foto ilustrativa da medição do desgaste máximo de
flanco (V
Bmax
) da ferramenta de corte.................................
85
FIGURA 4.1
-
Variação do teor de carbono em função do diâmetro final
da amostra...........................................................................
89
FIGURA 4.2
-
Variação do teor de enxofre em função do diâmetro final
da amostra...........................................................................
90
FIGURA 4.3
-
Variação do teor de chumbo em função da profundidade
amostra................................................................................
91
FIGURA 4.4
-
Variação do teor de oxigênio em função da profundidade
da amostra...........................................................................
93
FIGURA 4.5
-
Principais microconstituintes presentes nos aços
ressulfurados baixo-carbono com adição de chumbo........
95
FIGURA 4.6
-
Foto do tamanho de grão austenítico..................................
96
FIGURA 4.7
-
Foto das microinclusões encontradas na superfície da
amostra 11...........................................................................
98
FIGURA 4.8
-
Foto das microinclusões encontradas a 28 mm da
superfície da amostra 11.....................................................
98
FIGURA 4.9
-
Foto das microinclusões encontradas no núcleo da
amostra 11...........................................................................
99
FIGURA 4.10
-
Foto das microinclusões 1 e 2 no núcleo da amostra 11....
99
FIGURA 4.11
-
Espectro de Raios-X da microinclusão 1............................
100
FIGURA 4.12
-
Espectro de Raios-X da microinclusão 2............................
100
FIGURA 4.13
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte em função do percurso de corte..........
106
FIGURA 4.14
-
Desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte (após 6000 m) em função do diâmetro final dos
corpos-de-prova..................................................................
108
LISTA DE TABELAS
TABELA 2.1 -
Composição química do aço ressulfurado SAE 1213........
24
TABELA 2.2
-
Composição química do aço ressulfurado com adição de
chumbo SAE 12L14
chumbo SAE 12L14...........................................................
25
TABELA 2.3 -
Efeito do teor de nitrogênio sobre o desempenho de
barras de aço trefiladas, utilizadas na produção de
barras de aço trefiladas, utilizadas na produção de
tambores de porcas de parafuso
tambores de porcas de parafuso..........................................
65
TABELA 2.4 -
Inclusões presentes nos aços...............................................
71
TABELA 3.1 -
Profundidades em que foi realizada a análise química das
amostras…………………………......................................
79
TABELA 3.2 -
Ensaios de usinabilidade realizados
......................................
86
TABELA 4.1 -
Resultado da análise química de panela.............................
87
TABELA 4.2 -
Média e desvio-padrão dos resultados da análise química
de produto.
de produto...........................................................................
88
TABELA 4.3 -
Média e desvio-padrão dos resultados das análises de
oxigênio e nitrogênio..........................................................
92
TABELA 4.4 -
Média e desvio-padrão dos resultados dos ensaios de
tração..................................................................................
94
TABELA 4.5 -
Média e desvio-padrão dos resultados dos ensaios de
dureza..................................................................................
94
TABELA 4.6 -
Resultado da análise de microinclusões não-metálicas,
conforme a norma SEP 1572..............................................
97
TABELA 4.7 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.............
101
TABELA 4.8 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 2° ensaio de usinabilidade.............
102
TABELA 4.9 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 3° ensaio de usinabilidade.............
102
TABELA 4.10 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 4° ensaio de usinabilidade.............
102
TABELA 4.11 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 5° ensaio de usinabilidade.............
103
TABELA 4.12 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 6° ensaio de usinabilidade.............
103
TABELA 4.13 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 7° ensaio de usinabilidade.............
103
TABELA 4.14
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 8° ensaio de usinabilidade.............
104
TABELA 4.15
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 9° ensaio de usinabilidade.............
104
TABELA 4.16
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 10° ensaio de
usinabilidade.............
usinabilidade.......................................................................
104
TABELA 4.17
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 11° ensaio de
usinabilidade.............
usinabilidade.......................................................................
105
TABELA 4.18
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 12° ensaio de
usinabilidade.............
usinabilidade.......................................................................
105
TABELA 4.19
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte no 1° ensaio de usinabilidade.
ferramenta de corte no 13° ensaio de
usinabilidade.
............
usinabilidade.......................................................................
105
TABELA 4.20
-
Desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte após um percurso de corte de 6000 m.
corte após um percurso de corte de 6000 m.......................
107
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ABNT
-
Associação Brasileira de Normas Técnicas
AISI
-
American Iron and Steel Institute
ASTM
-
American Society for Testing and Materials
COJET
-
coherente jet (jato coerente)
DEMAR
-
Departamento de Materiais
DIN
-
Deutsches Institut für Normung e. V.
EP
-
equivalent phosphorus (fósforo equivalente)
FAENQUIL
-
Faculdade de Engenharia Química de Lorena
FEA
-
forno elétrico a arco
MEV
-
microscopia eletrônica de varredura
MI
-
machinability index (índice de usinabilidade)
MPI
-
machining productivity index (índice de produtividade de
usinagem)
SAE
-
Society of Automotive Engineers
SEP
-
Stahl – Eisen - Prüfblatt
LISTA DE SÍMBOLOS
°C
-
graus Celsius
%
-
porcentagem
A
-
ampère
Al
2
O
3
-
óxido de alumínio
C.
-
zona colunar
CaO
-
óxido de cálcio
(CaO)
-
óxido de cálcio na escória
CaS
-
sulfeto de cálcio
CDP
-
corpo-de-prova
CO
-
monóxido de carbono
∆
-
diferença
D
i
-
diâmetro inicial
D
f
-
diâmetro final
E.C. -
zona equiaxial fina
E.C. -
zona equiaxial central
eV -
elétron-volts
FeO -
óxido de ferro
(FeO) -
óxido de ferro na escória
f
S
-
fração solidificada
g -
gramas
h -
hora
HB -
Dureza Brinell
kg -
quilogramas
L -
fase líquida
l
c
-
percurso de corte
L/W -
fator de forma (comprimento sobre largura)
µm -
micrometro
m/min -
metros por minuto
M -
metal dissolvido no aço
mm/rev -
milímetros por revolução
MnO -
óxido de manganês
MnS -
sulfeto de manganês
MnSe -
seleneto de manganês
Mn(S, Se) -
sulfeto de manganês contendo selênio
MnTe -
telureto de manganês
M
x
O
y
-
óxido de um metal
MPa -
megapascal
N -
Newton
N° -
número
O -
oxigênio dissolvido no aço
P -
fósforo dissolvido no aço
P
2
O
5
-
óxido de fósforo
(P
2
O
5
) -
óxido de fósforo na escória
ppm -
partes por milhão
ρ -
densidade
S - enxofre dissolvido no aço
S
-2
-
ânion enxofre
t -
tonelada
T -
vida da ferramenta de corte
V -
volts
V
B
-
desgaste de flanco
V
Bmax
-
desgaste máximo de flanco
V
t
-
velocidade de corte necessária para uma vida de ferramenta t
V
10
-
velocidade de corte necessária para uma vida de ferramenta de 10
minutos
V
30
-
velocidade de corte necessária para uma vida de ferramenta de 30
minutos
V
60
-
velocidade de corte necessária para uma vida de ferramenta de 60
minutos
x -
número de moléculas de metal dissolvido no aço
y -
número de moléculas de oxigênio dissolvido no aço
LISTA DE EQUAÇÕES
2.1 -
60
2.2 - % EP = %P + 5(%N
2
– 0,010%), se N
2
< 0,010%
67
2.3 - % EP = %P, se 0,010 ≤ N
2
≤ 0,012
67
2.4 - % EP = %P + 5(%N
2
– 0,012%), se 0,012 < N
2
68
Taxa de produção máxima do aço testado x
100
MPI (%) =
Taxa de produção máxima do aço padrão
SUMÁRIO
RESUMO
ABSTRACT
LISTA DE FIGURAS
LISTA DE TABELAS
LISTA DE ABREVIATURA
S E SIGLAS
LISTA DE SÍMBOLOS
1 INTRODUÇÃO
...........................................................................
20
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
...............................................
23
2.1
AÇO DE CORTE FÁCIL…………………………………………..
23
2.2
PRINCIPAIS TIPOS DE AÇOS DE CORTE FÁCIL BAIXO–
CARBONO
CARBONO.......................................................................................
23
2.2.1
Aços ressulfurados………………………………………………..
....................................................................................
23
2.2.2
Aços ressulfurados com adição de chumbo……………………..
24
2.2.3
Aços ressulfurados ao chumbo com aditivos especiais…………
25
2.3
PROCESSO DE ELABORAÇÃO DE AÇOS ATRAVÉS DE
FOR
FORNOS ELÉTRICOS E REFINO EM FORNO PANELA……...
26
2.3.1
Forno elétrico a arco……………………………………………...
26
2.3.1.1
Equipamento………………………………………………………..
27
2.3.1.2
A carga……………………………………………………………..
29
2.3.1.3
Descarburação e desfosforação…………………………………….
30
2.3.2
Forno Panela………………………………………………………
31
2.3.2.1
Equipamento……………………………………………………….
32
2.3.2.2
Desoxidação e dessulfuração……………………………………….
32
2.3.2.2.1
Desoxidação………………………………………………………..
32
2.3.2.2.2
Dessulfuração………………………………………………………
34
2.3.2.3
Homogeneização e remoção de inclusões não-metálicas…………..
34
2.3.3
Desgaseificação……………………………………………………
35
2.3.3.1
Processos de desgaseificação………………………………………
35
2.3.4
Lingotamento convencional………………………………………
36
2.3.4.1
Tipos de lingoteiras – técnicas de lingotamento…………………...
38
2.3.4.2
Estrutura de lingotes………………………………………………..
40
2.3.4.3
Microsegregação…………………………………………………...
42
2.3.4.4
Macrosegregação…………………………………………………...
43
2.3.4.4.1
Segregação em “A”………………………………………………...
44
2.3.4.4.2
Segregação negativa (base) e positiva (topo)………………………
46
2.3.4.4.3
Segregação em “V”………………………………………………...
46
2.4
PROCESSO DE FABRICAÇÃO DO AÇO SAE 12L14 NA
AÇOS VILLARES
AÇOS VILLARES…………………………………………………
47
2.5
USINABILIDADE…………………………………………………
.
49
2.6 ENSAIOS DE USINABILIDADE…………………………………
50
2.6.1
Ensaio de “Vida da ferramenta x Velocidade de corte”………..
50
2.6.1.1 Procedimentos do ensaio de vida da ferramenta…………………...
51
2.6.1.2 Apresentação dos resultados do ensaio de vida da ferramenta…….
52
2.7 TIPOS DE DESGASTES DA FERRAMENTA…………………...
53
2.8 MEDIÇÃO DOS DESGASTES DA FERRAMENTA…………….
54
2.9 EFEITO DA COMPOSIÇÃO QUÍMICA E DAS INCLUSÕES
NA
NA USINABILIDADE…………………………………………….
55
2.9.1
Efeito da composição química na usinabilidade..........................
56
2.9.1.1 Efeito do enxofre…………………………………………………...
56
2.9.1.2 Efeito do carbono e do silício………………………………………
60
2.9.1.3 Efeito do fósforo e do nitrogênio…………………………………..
64
2.9.1.4
Efeito do cobre e do estanho……………………………………….
70
2.9.2
Efeito das inclusões na usinabilidade……………………………
70
2.9.2.1 Efeito das inclusões de sulfeto de manganês……………………….
72
2.9.2.2 Efeito dos aditivos intensificadores de sulfetos de manganês……...
74
2.9.2.3 Efeito das inclusões metálicas……………………………………...
75
2.9.2.4 Efeito dos óxidos plásticos…………………………………………
76
3
DESENVOLVIMENTO EXPERIMENTAL………….
78
3.1 CARACTERIZAÇÃO DO AÇO SAE 12L14……………………..
78
3.1.1
Análise química…………………………………………………...
78
3.1.2
Ensaio de tração…………………………………………………...
80
3.1.3
Ensaio de dureza…………………………………………………..
81
3.1.4
Ensaios metalográficos……………………………………………
81
3.2 ENSAIOS DE USINABILIDADE………………………................
82
3.2.1
Equipamentos utilizados………………………………………….
82
3.2.2
Condições de usinagem…………………………………………...
83
3.2.3
Metodologia do ensaio…………………………………………….
84
4
RESULTADOS E DISCUSSÃO………………………..
87
4.1 RESULTADOS DA ANÁLISE QUÍMICA………………...……...
87
4.2
RESULTADOS DOS ENSAIOS MECÂNICOS………………….
94
4.3 RESULTADOS DOS ENSAIOS METALOGRÁFICOS………….
95
4.4 RESULTADOS DOS ENSAIOS DE USINABILIDADE…………
101
5
CONCLUSÕES………………………………………….
111
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS……..
112
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS…………………
113
CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO
Com a crescente utilização de máquinas-ferramenta, já no final do século XIX,
a preocupação com a usinabilidade passou a ser objeto de estudo, sendo desta época, a
criação das curvas de Taylor de tempo de vida de ferramenta
(
GARVEY; TATA,
1965). No entanto, devido às várias especificidades encontradas nas operações de
usinagem, bem como devido aos diferentes objetivos de tais operações, o conceito de
usinabilidade é bastante amplo, não existindo uma definição técnica que seja aceita
universalmente. Porém, esta característica é geralmente vista como sendo relacionada
com a maior taxa com que um material pode ser removido durante a produção de uma
peça de qualidade aceitável.
Em um material, a usinabilidade é uma resposta ao sistema de usinagem
(ferramenta de corte, velocidade, avanço, lubrificação) e, além do desgaste da
ferramenta, ela pode ser medida de outras maneiras, tais como: tipo de cavaco
removido, acabamento superficial e esforços durante a usinagem. Os ensaios de
usinabilidade não são apenas importantes para comparar esta característica em diversos
materiais. Eles possibilitam a definição de condições ótimas de usinagem que resultarão
em ganho de produtividade e redução de custos.
Nos aços para construção mecânica, de maneira geral, a operação de usinagem é
um dos itens de maior custo, influenciando diretamente no preço final da peça. Por
essa razão, tem-se procurado, com a pesquisa no campo da usinagem, desenvolver
materiais que respondam adequadamente à solicitação de boa usinabilidade. Assim, a
escolha do grupo de aços, mais adequado para determinada produção de peças que
sofrerão operação de usinagem, dependerá, basicamente, das propriedades mecânicas
que são exigidas no produto final e, do tipo de usinagem a ser empregado na sua
produção. Para as aplicações onde as peças são solicitadas a grandes esforços e as
velocidades de corte na usinagem são altas (maiores que 100 m/min), predomina o
grupo de aços com controle de morfologia de óxidos. Para aplicações onde a
propriedade mecânica da peça não é o fator mais importante, os aços de corte fácil
ressulfurados com adição de chumbo são os mais utilizados.
A empresa Aços Villares S.A., com uma produção da ordem de 1000 t/mês de
aço de corte fácil ressulfurado com adição de chumbo, nas usinas de
Pindamonhangaba e Mogi das Cruzes, é a única produtora desse tipo de material no
Brasil. Na Figura 1.1, é apresentada a evolução da produção de aços ressulfurados ao
chumbo nos últimos 18 meses, entre janeiro de 2004 e junho 2005. Na Figura 1.2, tem-
se a participação da produção de aços ressulfurados ao chumbo em relação ao total de
aços produzidos no período de janeiro de 2004 a junho 2005 (MISKULIN, 2005). Por
meio das Figuras 1.1 e 1.2, pode-se verificar que a produção desse tipo de material é
significante, ressaltando a importância do estudo dos fatores químicos e metalúrgicos
capazes de melhorar o seu desempenho na usinabilidade. As principais aplicações dos
aços ressulfurados ao chumbo são: niple para roda de moto e bicicleta, miolo do
volante para indústria automobilística, engates rápidos, conexões hidráulicas e
mecânicas e peças para mecanismo de limpadores de pára-brisa (BOARETTO NETO,
2005).
Dentro deste contexto, o objetivo deste trabalho é avaliar a influência da
composição química e da microestrutura dos aços ressulfurados ao chumbo na
usinabilidade. Quanto ao aspecto microestrutural, será verificado, basicamente, o
efeito da quantidade, morfologia e distribuição das inclusões sobre a característica de
usinabilidade.
Produção mensal de aço ao chumbo no período de Janeiro/2004 a Junho/2005
656
1.143
965
1.158
1.712
1.406
1.178
924
1.009
1.119
1.247
715
819
1.111
1.136
1.013
1.057
977
01.04 02.04 03.04 04.04 05.04 06.04 07.04 08.04 09.04 10.04 11.04 12.04 01.05 02.05 03.05 04.05 05.05 06.05
Mês
Peso produzido (t)
Figura 1.1
-
Produção mensal de aço ao chumbo no período de Janeiro/2004 a
Junho/2005 (MISKULIN, 2005).
Participação da produção de aço ao chumbo em relação ao peso total de aço produzido no período de
Janeiro/2004 a Junho/2005
1,9%
3,0%
2,0%
2,5%
3,4%
2,7%
2,2%
1,6%
1,9%
1,9%
2,2%
1,4%
1,8%
2,5%
2,1%
1,9%
2,2%
2,4%
01.04 02.04 03.04 04.04 05.04 06.04 07.04 08.04 09.04 10.04 11.04 12.04 01.05 02.05 03.05 04.05 05.05 06.05
Mês
Peso produzido (%)
Figura 1.2
-
Participação da produção de aço ao chumbo em relação ao peso total de
aço produzido no período de Janeiro/2004 a Junho/2005 (MISKULIN,
2005).
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 AÇO DE CORTE FÁCIL
Aço mais facilmente usinável que outro de composição análoga quanto aos
elementos principais. Esse tipo de aço contém adições propositadas de enxofre,
chumbo, fósforo e outros elementos que asseguram melhoria da usinabilidade (ABNT,
1986). Conforme a norma SAE J 403 (SAE, 2004), os aços de corte fácil podem ser
classificados em duas séries:
• Série 11XX (aço de corte fácil ressulfurado): O teor de enxofre é de no mínimo
0,08%;
• Série 12XX (aço de corte fácil ressulfurado e refosforado): Os teores de enxofre
e fósforo são, respectivamente, de no mínimo 0,16% e 0,04%.
Os aços de corte fácil mais usuais ainda podem ser classificados em baixo e
médio carbono. O aço baixo-carbono apresenta teor nominal de carbono inferior ou
igual a 0,30%. O aço médio-carbono apresenta teor nominal de carbono superior a
0,30% e igual ou inferior a 0,50% (ABNT, 1986).
2.2 PRINCIPAIS TIPOS DE AÇOS DE CORTE FÁCIL BAIXO-CARBONO
2.2.1 Aços ressulfurados
Embora os aços ressulfurados baixo–carbono que contêm 0,10, 0,20 e 0,30% de
enxofre sejam comumentemente usados em aplicações de usinagem, os mais usuais
são aqueles que contêm nominalmente 0,30% de enxofre.
O enxofre foi o primeiro aditivo a ser usado para melhorar a característica de
boa usinabilidade nos aços. Devido a sua eficiência e baixo custo, o enxofre continua a
ser fortemente utilizado até hoje como aditivo que proporciona bom desempenho de
usinagem.
Como é bem conhecido, o enxofre tende a aumentar a fragilidade a quente dos
aços como um resultado da formação de inclusões de sulfeto de ferro nos contornos de
grão, as quais se fundem nas temperaturas de laminação a quente. Os fabricantes de
aços eliminam essa fragilidade a quente pela adição suficiente de manganês no aço
líquido para garantir a formação de inclusões de sulfeto de manganês, que não se
fundem nas temperaturas de laminação a quente. Assim, o enxofre está presente no aço
principalmente como inclusões de sulfeto de manganês.
O enxofre tem um efeito benéfico sobre a qualidade interna do aço, pois tende a
suprimir a formação de monóxido de carbono pela ação que exerce sobre a atividade
química do carbono e/ou oxigênio (CARNEY; RUDOLPHY, 1953). Assim, o enxofre
age como um agente “acalmante” e reduz a tendência de formação de bolhas
conhecidas como “blowholes”, que se formam durante a solidificação dos aços de
corte fácil baixo–carbono. Felizmente, os aços que são utilizados em aplicações que
exigem um elevado nível de usinabilidade são elaborados com níveis de enxofre e
manganês suficientemente altos. Assim, estes aços já são inerentemente semi-
acalmados, não havendo a necessidade de adição de desoxidantes, tais como silício e
alumínio, extremamente prejudiciais à usinabilidade.
Na Tabela 2.1, é apresentada a composição química do aço ressulfurado SAE
1213 conforme a norma SAE J 403 (SAE, 2004).
Tabela 2.1
-
Composição química do aço ressulfurado SAE 1213 (SAE, 2004).
C (%) Mn (%) P (%) S(%)
0,13 Max. 0,70-1,00 0,07-0,12 0,24-0,33
2.2.2 Aços ressulfurados com adição de chumbo
Os aços ressulfurados com adição de chumbo constituem objeto de estudo há
mais de 65 anos, entretanto foi somente a partir dos últimos 50 anos que este tipo de
aço tornou-se fortemente aceito pelo mercado. Este atraso na aceitação total dos aços
ressulfurados ao chumbo é atribuído às grandes variações no seu desempenho de
usinagem. De fato, as práticas de fabricação deste aço tiveram que ser melhoradas
antes da produção consistente de um material com alta qualidade.
Como o chumbo apresenta uma solubilidade limitada e devido a sua maior
densidade, este elemento tende a se aglomerar no aço líquido podendo originar uma
forte segregação de chumbo. Esse tipo de defeito interno prejudica a usinabilidade do
aço. Para detectar a ocorrência de segregação de chumbo, os fabricantes de aço
utilizam habitualmente um tipo de ensaio chamado de teste de exudação de chumbo.
Neste tipo de ensaio, uma amostra é retirada no sentido transversal de um tarugo (ou
barra) e é aquecida a 700°C por 10 a 20 minutos. Após isto, a amostra é examinada
visualmente e nas regiões onde existe segregação surgem “bolhas de chumbo”, que
revelam a existência deste tipo de defeito interno.
Por muitos anos, acreditou-se que o chumbo existia no aço como uma dispersão
submicroscópica. Entretanto, sabe-se que na verdade o chumbo está presente como
pequenas inclusões visíveis ao microscópio e usualmente associadas com inclusões de
sulfeto de manganês (CHALFANT, 1960). O chumbo não forma compostos com
outros elementos, tais como sulfeto de chumbo, mesmo porque a energia livre de
formação do sulfeto de chumbo é muito maior do que a do sulfeto de manganês. O
efeito do chumbo sobre a usinabilidade será visto posteriormente.
Na Tabela 2.2, é apresentada a composição química do aço ressulfurado com
adição de chumbo, SAE 12L14, conforme a norma SAE J 403 (SAE, 2004).
Tabela 2.2
-
Composição química do aço ressulfurado com adição de chumbo SAE
12L14 (SAE, 2004).
C (%) Mn (%) P (%) S(%) Pb (%)
0,15 Max. 0,85-1,15 0,04-0,09 0,26-0,35 0,15-0,35
2.2.3 Aços ressulfurados ao chumbo com aditivos especiais
Diversos outros aditivos, tais como bismuto, selênio e telúrio, podem ser usados
em conjunto com chumbo e enxofre para melhorar a usinabilidade dos aços baixo–
carbono. Estes aços são utilizados em aplicações, onde a taxa de remoção do metal é
maior do que a obtida com aços ressulfurados com apenas adição de chumbo. A
quantidade destes elementos presente no aço é em torno de 0,10% e eles se apresentam
combinados com as inclusões de chumbo ou de sulfeto de manganês (ou ambas as
inclusões).
2.3 PROCESSO DE ELABORAÇÃO DE AÇOS ATRAVÉS DE FORNOS
ELÉTRICOS E REFINO EM FORNO PANELA
2.3.1 Forno elétrico a arco
Numerosos tipos de fornos empregando a eletricidade como fonte de energia
para o metal têm sido desenvolvidos. Entretanto, em termos de utilização, o forno a
arco e o forno de indução são os mais comuns. Especificamente, em aciaria, quase
100% da tonelagem produzida em fornos elétricos provém de fornos a arco. Como o
emprego de escória no forno de indução é difícil (em função da dificuldade para seu
aquecimento), estes fornos encontram maior emprego em fundições.
O forno elétrico a arco é, sem dúvida, um dos instrumentos mais versáteis na
produção de aço, e vem se tornando também, nas últimas décadas, um dos mais
eficientes. Algumas das importantes vantagens do forno elétrico a arco são:
• Permite produzir praticamente qualquer tipo de aço, em função do controle do
aquecimento virtualmente independente de reações químicas;
• É um aparelho extremamente versátil, no que tange a carga, podendo ser
operado com 100% de carga sólida;
• Permite operação intermitente e mudanças rápidas na produção;
• Tem alta eficiência energética.
O número crescente de fornos a arco instalados e a tendência de utilização de
fornos cada vez maiores (de 200-250 t) são uma clara evidência da importância deste
processo. Isto se deve, também, ao aumento do emprego de aços ligados, mais
economicamente produzidos no forno a arco.
2.3.1.1 Equipamento
A Figura 2.1 mostra esquematicamente um forno a arco moderno. Os três
eletrodos de grafite são ligados às três fases do secundário de um transformador de
tensão variável cuja faixa de operação é, normalmente, de 100-300 V. O arco elétrico é
estabelecido entre os eletrodos e a sucata, sendo a radiação emitida por este arco
responsável pela fusão da carga.
Figura 2.1
-
Esquema de um forno elétrico a arco (AMELLING et al., 1986).
A Figura 2.2 sumariza as principais medidas adotadas em modernas aciarias
elétricas com vistas ao aumento da produtividade (AMELLING et al., 1986).
O carregamento do forno a arco normalmente é feito pela abertura da abóbada,
que gira, deixando o forno livre para carga. Há ainda uma porta, por onde são
adicionados materiais como ligas, formadores de escórias etc. e, oposta a esta, há uma
bica de vazamento, por onde, mediante o basculamento do forno, o aço vaza para a
panela após se concluir a corrida.
A partir de 1983 (AMELLING et al., 1986), fornos com vazamento pelo fundo
- EBT e OBT (válvula gaveta instalada excentricamente no fundo do forno) - foram
desenvolvidos. Com este sistema, é possível vazar o aço completamente livre de
escória do forno, inconveniente para o refino no forno panela. Além disto, o ângulo de
basculamento do forno é muito reduzido, o que permite a instalação segura de painéis
refrigerados à água até muito próximo da linha de escória e reduz significativamente a
complexidade e os custos da parte mecânica do forno.
Nos fornos modernos, há ainda um sistema de captação de fumos, evitando-se a
emissão de pós poluentes para a atmosfera.
Figura 2.2
-
Medidas para aumento de produtividade em aciaria elétrica (AMELLING
et al., 1986).
As novas tecnologias desenvolvidas ou em andamento para os fornos elétricos a
arco são (CHEVRAND, 2003):
• Uso de queimadores/injetores de oxigênio e combustíveis ou outros materiais;
• Substituição da energia elétrica por energia fóssil;
• Injeção de gás inerte pela soleira do forno;
• Aumento do uso de gusa sólido e gusa líquido;
• Utilização dos fornos tipo “Twin Shell” (forno com carcaça dupla) e “High
Shell” (forno com carcaça elevada).
2.3.1.2 A carga
Basicamente, a carga do forno a arco é composta de sucata. Devido à
necessidade de se aproveitar os elementos de liga contidos na sucata e se evitar a
presença de elementos indesejáveis em determinados aços, exige-se do operador de
forno elétrico – especialmente nas usinas de aços especiais – uma cuidadosa separação
e armazenamento da sucata. Normalmente, a sucata é armazenada em grupos (por
família de aços), de modo que, ao ser empregada, possa ser prevista, com segurança, a
composição química a ser obtida. Assim, uma usina de aços especiais chega a ter 50
diferentes grupos de sucata.
Por outro lado, o aspecto físico da sucata é também muito importante. Como a
sucata pode ter densidade aparente muito baixa, é importante balancear corretamente a
carga, para se evitar a necessidade de muitos carregamentos que comprometam a
produtividade.
Além da sucata, são empregados ferro-ligas ou metais puros para compor a
carga desejada para cada aço. Normalmente se evita carregar ferro-ligas de elementos
oxidáveis (como cromo, vanádio) juntamente com a sucata para diminuir as perdas.
Dentre as ferro-ligas, há também várias opções. Há ligas de alto teor de carbono
ou baixo teor de carbono, ligas de baixo fósforo e enxofre e ligas de alto teor de
residuais. Obviamente, o operador deve realizar um balanço econômico das opções
disponíveis para atingir determinada especificação de aço, escolhendo a opção que
apresentar melhor equilíbrio econômico-operacional.
2.3.1.3 Descarburação e desfosforação
Durante a fusão, normalmente ocorre a evolução de CO decorrente da oxidação
do carbono pelo sopro de oxigênio (C + ½ O
2
CO), havendo agitação e eliminação
de gases dissolvidos (CHEVRAND, 2003).
Neste estágio da corrida, ocorre também a desfosforação (HASSALL;
JACKAMAN; HAWKINS, 1991), descrita molecularmente por:
2P + 5(FeO) P
2
O
5
+ Fe................................................................................................
P
2
O
5
+ 3(FeO) (FeO)
3
. P
2
O
5
....................................................................................
(FeO)
3
. P
2
O
5
+ 4(CaO) (CaO)
4
. P
2
O
5
+ 3(FeO)
2P + 5(FeO) + 4(CaO) (CaO)
4
. P
2
O
5
+ 5Fe
Ou ionicamente por ( GAYE; GROSJEAN; RIBOUD, 1982):
2P + 5O + 3 (O
-2
) 2 (PO
4
-3
)
As condições ideais para o progresso da desfosforação (HASSALL; JACKAMAN;
HAWKINS, 1991) são:
• Baixa temperatura (~ 1580°C), pois a oxidação do fósforo é exotérmica;
• Alta basicidade da escória, para abaixar a atividade de P
2
O
5
, formando
(CaO)
4
. P
2
O
5
;
• Alta oxidação do aço.
Em termos práticos, obtêm-se estas condições pela adição de cal.
Modernamente, tem sido empregado o sistema de lanças COJET, através do qual são
injetados oxigênio e carburante. Além de excelentes resultados de desfosforação, o
processo se passa em tempo mais curto do que o requerido pela desfosforação
convencional (minério + cal).
Após o refino primário, o aço é vazado para uma panela, a qual é transferida
para a estação do forno panela. É importante salientar que, antes do aço ir para o forno
panela, a escória de desfosforação deve ser completamente removida.
2.3.2 Forno Panela
O forno panela é o equipamento siderúrgico cuja aplicação, provavelmente,
experimentou a evolução mais rápida. A primeira unidade de produção estava
operando no ano de 1965. O número de 200 instalações em funcionamento no mundo,
incluindo aquelas com vácuo e transformadas de fornos elétricos a arco, foi superado
22 anos depois (AMBLARD; LEGRAND, 1988). Estes fornos, inicialmente existentes
apenas na Europa, tiveram crescimento, em número, no Japão a partir de 1975. Na
década de 80, na América do Norte e resto do mundo, o número de unidades ainda era
proporcionalmente pequeno, indicando possibilidades de crescimento nos anos 90. No
Brasil, estes equipamentos foram introduzidos em 1969, mas a utilização evoluiu a
partir da década de 80.
O forno panela nada mais é que um forno elétrico a arco, cuja carga é o aço
líquido em uma panela (daí o seu nome), proveniente do forno primário.
Pelo fato de permitir o aquecimento do aço líquido, o forno panela confere alta
flexibilidade a uma aciaria, facilitando enormemente operações de refino do aço
líquido:
• Adições de ligas, mesmo em grandes quantidades;
• Troca e controle da escória;
• Atmosfera não-oxidante;
• Agitação eletromagnética ou com gases.
De uma forma geral, as principais vantagens do forno panela são:
• Ajuste estreito da temperatura do aço (permitindo melhoria da qualidade de
lingotes);
• Ajuste estreito da composição química (permitindo estabilidade de
características entre corridas);
• Melhor limpeza dos aços (por meio da desoxidação, dessulfuração e remoção
de inclusões).
2.3.2.1 Equipamento
O forno panela é um aparelho utilizado para aquecimento e refino de metal
líquido, empregando energia elétrica como um forno elétrico a arco. A Figura 2.3
apresenta, esquematicamente, um forno panela com seus componentes principais
assinalados.
Além dos componentes exibidos na Figura 2.3, podemos citar outros elementos
que normalmente fazem parte do conjunto forno panela:
• Carro de transferência;
• Equipamento automático para amostragem;
• Sistema de despoeiramento.
2.3.2.2 Desoxidação e dessulfuração
O aço é submetido ao refino secundário no forno panela após a retirada da
escória oriunda do processo de desfosforação,
2.3.2.2.1 Desoxidação
A desoxidação em forno panela é um processo em que a adição de certos
elementos promove a redução do teor de oxigênio dissolvido no aço para garantir a
integridade interna e superficial dos produtos. A desoxidação é comumentemente
obtida pelo acréscimo de carbono, silício e alumínio. Em algumas situações especiais
pode ser utilizado o titânio.
Figura 2.3
-
Representação esquemática de um Forno Panela (AMBLARD;
LEGRAND, 1988).
Seja a desoxidação representada pela equação genérica:
x M + y O M
x
O
y
onde: M é o metal desoxidante dissolvido no aço e M
x
O
y
,
o óxido formado.
A desoxidação é favorecida pelo aumento da atividade do metal e diminuição
da atividade do óxido formado (FRUEHAN, 1985).
2.3.2.2.2 Dessulfuração
A dessulfuração é representada, molecularmente, por (FRUEHAN, 1985):
S + CaO CaS + O
Ou, ionicamente, por:
S + O
-2
S
-2
+ O
As condições para uma boa dessulfuração (FRUEHAN, 1985) serão, portanto:
• Escória de alta basicidade (alto CaO ou O
-2
);
• Aço desoxidado (baixo FeO ou O);
• Alta temperatura (~1660°C).
Adicionam-se, então, desoxidantes (Al, Fe-Si e outros) e nova escória,
aquecendo-se o aço para a temperatura de dessulfuração.
O processamento sob escória redutora, entretanto, favorece a absorção de gases
(hidrogênio e nitrogênio) pelo aço líquido, de forma que, para produção de aços de
qualidade, torna-se necessária a desgaseificação posterior.
2.3.2.3 Homogeneização e remoção de inclusões não-metálicas
A agitação com argônio permite a rápida homogeneização térmica e química do
aço líquido.
Conseqüentemente, dispõe-se de melhor controle de composição química,
obtendo-se menores desvios na composição química e maior reprodutibilidade nas
propriedades mecânicas.
O controle preciso da temperatura, essencial para o lingotamento dos aços de
alta qualidade, é possível até níveis de ± 5°C (AMELLING et al., 1986).
O uso de energia de agitação adequada favorece a remoção de inclusões,
especialmente em presença de uma escória “sintética” de composição controlada capaz
de absorvê-las.
A maior parte das inclusões presentes no aço líquido são óxidos, e para aços
desoxidados com alumínio, a maior parte do oxigênio presente está associada a estas
inclusões. Esta remoção permite obter aços com quantidades de inclusões reduzidas,
como indicam os teores de oxigênio final, tipicamente abaixo de 10-20 ppm.
2.3.3 Desgaseificação
A desgaseificação é uma operação em que o aço líquido é exposto a um vácuo
médio (0,5-2mmHg) e agitado. O objetivo principal deste processo é retirar os gases
dissolvidos no aço líquido, principalmente o hidrogênio.
Os defeitos causados pelo hidrogênio nos aços são conhecidos há bastante
tempo. Entretanto, por força do altíssimo coeficiente de difusão do hidrogênio e sua
baixa solubilidade no ferro, a correta caracterização do teor de hidrogênio associado à
ocorrência de defeitos é, até hoje, motivo de discussão.
O principal efeito do hidrogênio no ferro e suas ligas é a fragilização que,
associada à segregação e tensões (por exemplo, durante o tratamento térmico) pode
causar o aparecimento de trincas internas, chamadas “flocos” (STEUBER, 1982).
2.3.3.1 Processos de desgaseificação
A evolução da desgaseificação conduziu a três principais sistemas, tendo cada
um suas vantagens e desvantagens sendo que a opção entre os diversos processos
depende dos produtos desejados e dos tipos de aço.
Os três principais sistemas de desgaseificação (PEHLKE, 1973) são:
• Desgaseificação no jato: ocorre no vazamento do forno ou no lingotamento sob
vácuo. Apesar de ser, em termos de desgaseificação extremamente eficiente,
uma vez que todo o metal é exposto com alta relação Área/Volume ao vácuo,
tal sistema não apresenta a mesma flexibilidade dos processos em panela;
• Desgaseificação em panela: a panela contendo o aço é transferida para uma
câmara, onde é feito o vácuo. A agitação pode ser feita por insuflação de
argônio ou por aquecimento indutivo. Estes equipamentos são os mais
adequados à realização de operações de metalurgia de panela;
• Desgaseificação por circulação: neste sistema, o aço líquido é mantido na
panela e aspirado para dentro de uma câmara de vácuo capaz de conter uma
parte da corrida. Com a circulação, todo o aço é exposto ao vácuo. Requer
mecanismos e equipamentos complexos, sem ter a flexibilidade dos processos
de panela.
Na Figura 2.4, são apresentados, esquematicamente, os mais importantes
processos industriais de desgaseificação.
2.3.4 Lingotamento convencional
A elaboração do aço em forno elétrico, seguida ou não de operações de refino
secundário, produz uma massa líquida homogênea de metal. Este metal é transferido
em panelas revestidas de refratários para a área de lingotamento onde é vazado em
“formas” chamadas lingoteiras, originando fundidos chamados “lingotes”.
Um lingote ideal seria aquele homogêneo físico e quimicamente, com estrutura
fina, equiaxial e isenta de segregação, porosidade, cavidades e inclusões não-
metálicas. Entretanto, as próprias leis que regem a solidificação impedem a obtenção
deste tipo de material homogêneo. Além destes problemas de qualidade interna,
podem ocorrer também problemas superficiais, como dobras e trincas.
Figura 2.4
-
Processos de desgaseificação de aço (PEHLKE, 1973).
2.3.4.1 Tipos de lingoteiras – técnicas de lingotamento
Lingoteiras têm em geral a forma de uma caixa, feita de ferro-fundido, pesando
1-1,5 vezes o peso do lingote.
O projeto da lingoteira/lingote é feito visando otimizar as variáveis de
solidificação e considerando sua conformação mecânica posterior. Normalmente, os
lingotes são cônicos, o que facilita a desmontagem (estripagem).
Assim, podem-se ter dois principais tipos de lingotes: lingotes de topo maior
que a base (Big end up) e lingotes de base maior que o topo (Big end down).
As faces dos lingotes podem ter diferentes configurações: faces planas,
convexas ou corrugadas.
Lingotes destinados à forjaria pesada têm, em geral, seção transversal poligonal
corrugada, cuja ilustração pode ser observada na Figura 2.5.
Tal fato está associado à prevenção de trincas na superfície de lingotes.
Lingotes cilíndricos, em geral, trincam superficialmente, devido ao fato da casca sólida
não resistir à pressão ferrostática do aço líquido contido em seu interior. Por outro
lado, lingotes com a seção transversal como a da Figura 2.5 solidificarão mais
rapidamente nos cantos (a). Quando a casca sólida se contrair, afastando-se da
lingoteira, tais partes terão espessura suficiente para resistir à pressão. Enquanto isso,
as faces (b), côncavas, resistirão melhor à pressão ferrostática.
Figura 2.5
-
Lingote para forjaria (típico).
As lingoteiras podem ser enchidas de aço líquido por cima ou por baixo. O
enchimento por baixo requer o emprego de tubulações refratárias descartáveis, como
mostra a Figura 2.6.
O lingotamento por baixo (indireto) permite o enchimento simultâneo de vários
lingotes, produzindo, em geral, melhores superfícies e desgastando menos as
lingoteiras. Por outro lado, o enchimento por cima (direto) economiza refratários e
mão-de-obra.
Figura 2.6
-
Lingotamento direto (esquerda) e indireto.
2.3.4.2 Estrutura de lingotes
Lingotes são fundidos projetados para otimizar a solidificação, levando em
consideração o trabalho mecânico posterior a que serão submetidos (CHADWICK,
1972). A facilidade com que os lingotes podem ser conformados, bem como as
propriedades do metal obtido, depende, freqüentemente, da estrutura do lingote, isto é:
• Forma, tamanho e orientação dos grãos;
• Localização e composição de eventuais heterogeneidades geradas durante a
solidificação.
Figura 2.7
-
Esquema da estrutura de um lingote (CHADWICK, 1972): zona equiaxial
fina (E.F.), zona colunar (C.) e zona equiaxial central (E.C.).
Lingotes comerciais apresentam, em geral, três zonas de estruturas diferentes
(CHADWICK, 1972), conforme poder ser verificado na Figura 2.7:
• Zona equiaxial fina, na superfície: esta zona aparece devido à farta nucleação
que ocorre quando o metal é vazado e entra em contato com as paredes frias da
lingoteira. Os cristais nesta região são dendríticos e equiaxiais. Seu crescimento
é limitado pela presença de outros núcleos;
• Zona colunar: a proporção que o crescimento da zona equiaxial prossegue em
direção ao interior do lingote, os cristais favoravelmente orientados em relação
ao fluxo térmico crescerão mais rapidamente, como pode ser verificado,
esquematicamente, na Figura 2.8;
• Zona equiaxial central: se o líquido no interior do lingote chegar a ficar
superesfriado, pode ocorrer o crescimento equiaxial central. Este crescimento
pode partir de núcleos existentes na região ou de pontas de dendritas trazidas
por correntes de convecção.
É importante observar que nem sempre as três zonas estão presentes em lingotes
comerciais. A ocorrência de cada uma das zonas pode ser favorecida ou dificultada por
determinados fatores, inclusive o tipo da liga em questão.
Figura 2.8
-
Crescimento de cristais a partir dos cristais equiaxiais finos (E.F.)
orientados favoravelmente (CHADWICK, 1972).
2.3.4.3 Microsegregação
A segregação que ocorre na escala do espaçamento interdendrítico é chamada
de microsegregação. O modelo de Tiller et al. (1953) permite descrever, com razoável
precisão, a microsegregação interdendrítica em ligas comerciais.
Na Figura 2.9 é apresentado um exemplo de medida de microsegregação em um
aço de baixo carbono (Ni-Cr), realizada com microssonda.
Figura 2.9
-
Microsegregação em aço de baixa liga, determinada por microssonda
eletrônica (FLEMINGS, 1974).
2.3.4.4 Macrosegregação
Variações de composição química que ocorrem em distâncias superiores à
ordem de grandeza do espaçamento dendrítico são chamadas macrosegregações.
Os principais tipos de macrosegregação (BAILEY, 1977) observados em
lingotes convencionais, como ilustrados na Figura 2.10, são:
• Segregação em “A”;
• Segregação em “V”;
• Segregação positiva, no topo;
• Segregação negativa, na base.
Figura 2.10
-
Características estruturais de um lingote grande de aço acalmado
(BAILEY, 1977).
2.3.4.4.1 Segregação em “A”
Uma vez que os segregados em “A” têm, por vezes, vários centímetros de
extensão, a hipótese de formação destes segregados por difusão pode ser descartada.
A teoria mais aceita para a formação dos segregados em “A” é a do movimento
de líquido interdendrítico, durante a solidificação (MOORE; SHAH, 1983).
O líquido interdendrítico, enriquecido em solutos, tem densidade sensivelmente
diferente do líquido no interior do lingote, não segregado (DEIHMANN, 1971). O
efeito dos elementos em solução no aço sobre a densidade do aço líquido pode ser
visto na Figura 2.11. Como pode ser observado na Figura 2.12, os elementos P, Si e S
têm um efeito drástico na densidade do aço líquido (MOORE; SHAH, 1983).
Figura 2.11
-
Efeito da composição do aço em seu volume específico (inverso da
densidade) a 1600°C (DEIHMANN, 1971).
Figura 2.12
-
Diferença de densidade entre o líquido interdendrítico e o líquido não-
segregado, durante a solidificação, em função da fração solidificada
(MOORE; SHAH, 1983).
O líquido de menor densidade (segregado) “flutua”, formando canais de fluxo
preferencial que resultam nas segregações em “A”.
O controle dos elementos que têm forte efeito sobre a densidade do aço líquido
(P, S, Si, por exemplo) é fundamental, portanto, para se minimizar a segregação em
“A”.
2.3.4.4.2 Segregação negativa (base) e positiva (topo)
Os canais formados pelo mecanismo de segregação em “A” conduzem líquido
rico em soluto para o topo do lingote. Esta região ficaria, então, com um desvio
positivo em relação à composição média do lingote, sendo chamada de região de
segregação positiva (DEIHMANN, 1971).
A teoria mais aceita para explicar a formação da segregação negativa é a da
queda ou “chuva” de cristais (WINEGARD, 1964). Segundo esta teoria, cristais
equiaxiais, formados no interior do lingote, afundam (devido a maior densidade),
criando, na base do lingote, um “cone sedimentado” de cristais de menor conteúdo de
solutos. Estes cristais, durante o afundamento, arrastariam as inclusões não-metálicas
presentes no metal líquido (óxidos, basicamente) criando uma região mais rica em
inclusões no pé do lingote (Figura 2.10).
2.3.4.4.3 Segregação em “V”
Nas etapas finais da solidificação de um lingote, pode ocorrer a formação de
uma grande região central de sólido + líquido, onde o sólido tem a forma de cristais
equiaxiais.
Durante a solidificação vertical desta região, haverá a necessidade de
alimentação, de cima para baixo. Este fluxo e a própria contração de solidificação
podem causar o aparecimento de canais descendentes a 45°C nesta massa pastosa
(FLEMINGS, 1974).
Estes canais se solidificam como segregações em “V”.
2.4 PROCESSO DE FABRICAÇÃO DO AÇO SAE 12L14 NA AÇOS VILLARES
O aço ao chumbo utilizado nos ensaios de usinabilidade foi produzido na usina
siderúrgica Aços Villares S.A. (unidade de Pindamonhangaba). Na Figura 2.13, pode
ser observado o fluxograma do processo de fabricação do aço ao chumbo.
Figura 2.13
-
Fluxograma do processo de fabricação do aço ao chumbo.
Preparação de carga
Laminar tarugo
Fusão no FEA
Refino no forno panela
Adição de chumbo
Análise química do aço
Lingotar convencional
Estripar
Aquecer e encharcar
lingote
Laminar bloco
Escarfar e cortar pontas
A
A
Cortar a quente e
descartar
Identificação no topo
Ensaios mecânicos e
metalográficos
Resfriamento e
movimentação
Inspeção por partículas
magnéticas
Recondicionamento de
tarugos
B
B
Inspeção de sanidade
interna, segregação e
mistura
Enfornar, aquecer e
descarepar
Laminador contínuo
Resfriar barras e cortar
Estoque intermediário
Célula de inspeção de
barras
Expedição e transporte
O processo de fabricação do aço ao chumbo começa na aciaria. Inicialmente,
carrega-se um tamborão com sucata, ferro-gusa e cal. Por meio de ponte-rolante, este
primeiro tamborão é deslocado e posicionado exatamente sobre o forno elétrico (que,
neste momento, encontra-se totalmente aberto). O fundo do tamborão é aberto e o
forno elétrico é carregado. Após o carregamento, a abóbada é fechada e o disjuntor é
ligado. Os eletrodos iniciam a descida até tocar na carga metálica, quando se dá a
abertura do arco elétrico.
Durante a fusão, insufla-se oxigênio e injeta-se carburante, através do
equipamento COJET. Prossegue-se fundindo a carga até que suficiente volume interno
no forno esteja liberado para o carregamento do segundo tamborão de sucata.
Após a fusão, tem-se a etapa de refino no forno panela. Nesta etapa, é feito o
aquecimento do aço líquido e a adição de ferro-ligas e fundentes. Durante todo o
período de refino, insufla-se argônio pelo fundo da panela para garantir
homogeneização térmica e química do aço líquido. Retira-se mais uma amostra de aço
para fazer análise química. Não havendo a necessidade de se fazer correções de
composição, mede-se a temperatura do aço e libera-se a panela para a estação de
adição de chumbo.
Na estação de adição de chumbo, como o próprio nome diz, é feita a adição de
chumbo com o máximo de borbulhamento de argônio. Após a adição de chumbo, a
panela vai para a área de lingotamento.
Na Aços Villares S.A. (usina de Pindamonhangaba), as corridas de aço ao
chumbo são lingotadas convencionalmente. Durante o lingotamento, são tomados
cuidados especiais para evitar problemas, tais como “vazamento de placas”
(transbordamento de aço por entre os tijolos refratários localizados em baixo das
lingoteiras). Depois do lingotamento, os lingotes são estripados e colocados em
fornos-poço para aquecimento.
Atingida a temperatura de laminação, os lingotes são retirados dos fornos e são
submetidos a uma primeira laminação duo-reversível originando os “blocos”. Os
blocos apresentam uma seção quadrada de 188 x 188 mm. Os blocos são escarfados e
submetidos a uma segunda laminação duo-reversível originando os “tarugos”. Os
tarugos apresentam uma seção quadrada de 155 x 155 mm.
Os tarugos são cortados, identificados e transportados para a área de
resfriamento. Nesta etapa de corte, também são retiradas amostras para ensaios
mecânicos e metalográficos.
Após o resfriamento, os tarugos são inspecionados por ensaio de partículas
magnéticas para a detecção de defeitos superficiais. Caso sejam encontrados defeitos
superficiais com profundidade acima 0,30 mm, estes defeitos são eliminados por
esmerilhamento automático.
Depois da inspeção, por partículas magnéticas, é realizado o ensaio de
ultrassom para verificar a existência de defeitos internos. Nesta etapa do processo,
também é realizado o teste de fagulha para detectar segregação e mistura de materiais.
Estando de acordo com os requisitos de qualidade interna e superficial, os
tarugos são enfornados e aquecidos no forno de viga móvel. Atingida a temperatura de
laminação, os tarugos são laminados no trem contínuo e originam barras com seção
transversal redonda. Estas barras são cortadas, resfriadas e inspecionadas. Nesta
inspeção, verifica-se a presença de defeitos superficiais. Não havendo defeitos
superficiais com profundidade acima de 0,30 mm, as barras são embaladas, pesadas e
expedidas para o cliente.
2.5 USINABILIDADE
Os métodos de usinagem estão entre os principais métodos pelos quais os
metais são transformados, ou seja, adquirem as formas usuais de utilização. Podem ser
exclusivamente usados na produção ou como parte de uma seqüência de operações que
empregam outros meios de conformação, como o forjamento. O comportamento à
usinagem é um assunto de interesse não somente para os fabricantes de metais, como
também para os consumidores, para os fabricantes de ferramentas, enfim, para todos
aqueles que se encontram envolvidos direta ou indiretamente na produção de peças por
meio da formação de cavaco.
Usinabilidade é o termo mais freqüentemente usado para denotar o desempenho
de usinagem de um material; pode ser definida pela capacidade de um material ser
cortado ou usinado por uma ferramenta apropriada (MURPHY; AYLWARD, 1971). A
usinabilidade não é a propriedade de um único material, mas sim a propriedade
resultante da combinação de dois materiais; isto é, da combinação ferramenta–peça
usinada. Sob este ponto de vista, quando se fala em usinabilidade, esta grandeza
tecnológica deve ser vista como uma propriedade resultante da combinação de dois
materiais (FERRARESI, 1995).
A avaliação quantitativa da usinabilidade, no entanto, é um problema de
dificuldade considerável, devido à variedade de conotações associadas com o termo.
Não é possível descrever usinabilidade em função de unidades fundamentais, e, como
resultado, a mais prática expressão usada para avaliar a usinabilidade de um material é
comparativa. Assim, o desempenho de usinagem de um aço, por exemplo, é
usualmente dado em termos de uma taxa percentual por comparação com o
desempenho de um outro aço tomado como padrão.
2.6 ENSAIOS DE USINABILIDADE
Os métodos de ensaio de usinabilidade podem ser de longa ou curta duração. Os
ensaios de longa duração são usados principalmente quando se deseja obter curvas de
vida de uma ferramenta para um determinado material, com uma precisão razoável. Já
os ensaios de curta duração empregam condições de usinagem exageradas e
determinam desgastes pequenos. Os ensaios de curta duração apresentam a vantagem
de necessitarem um consumo mínimo de material e de serem realizados num tempo
relativamente pequeno (FERRARESI, 1995).
2.6.1 Ensaio de “Vida da ferramenta x Velocidade de corte”
Um dos ensaios de curta duração mais freqüentemente usado é o ensaio de
“vida da ferramenta x velocidade de corte”, originalmente desenvolvido por F.W.
Taylor como um meio de avaliar o desempenho de aço-ferramenta. Desde aquele
tempo, o procedimento do ensaio tem sido adaptado para a avaliação da usinabilidade
de materiais sob uma variedade de condições. Embora o ensaio possa ser executado
em muitos tipos de máquina-ferramenta, ele é freqüentemente conduzido em
operações de torneamento mecânico para fácil obtenção dos dados (MURPHY;
AYLWARD, 1971).
Três termos básicos para a operação de torneamento e, conseqüentemente, para
o ensaio de “vida da ferramenta x velocidade de corte”, devem ser mencionados:
velocidade de corte, avanço e profundidade de usinagem. Velocidade de corte (v
c
) é a
velocidade da superfície de trabalho e pode ser, usualmente, medida em pés por
minuto ou metros por minuto. Avanço (f) é a distância longitudinal percorrida pela
ferramenta em relação ao metal de trabalho, podendo ser medido, usualmente, em
polegadas por revolução ou milímetros por revolução. Profundidade de usinagem
(a
p
) é a distância radial entre as superfícies (antes do corte e após o corte) de trabalho
do metal e, geralmente, é medida em polegadas ou milímetros. Estes termos
identificam três dos fatores que influenciam a vida da ferramenta. Para maior
facilidade, sempre se irá referir ao ensaio de “vida da ferramenta x velocidade de
corte” como, simplesmente, ensaio de vida da ferramenta.
2.6.1.1 Procedimentos do ensaio de vida da ferramenta
O ensaio de vida da ferramenta estabelece a relação entre a velocidade de corte
e a vida da ferramenta para condições e materiais particulares. Para este ensaio, a vida
da ferramenta é definida como o tempo total de usinagem até o momento da falha da
ferramenta. A falha da ferramenta (o fim da vida da ferramenta) pode ser indicada pela
quebra total da ponta da ferramenta, por uma quantidade de desgaste da ferramenta, ou
por alguma outra condição pertinente ao desenvolvimento dos dados desejados da vida
da ferramenta.
O ensaio é executado pelo torneamento de uma barra de aço ou outro material
sob condições selecionadas de velocidade de corte, avanço e profundidade de
usinagem com ferramentas de mesmo formato até a ocorrência da falha da ferramenta.
O corte é, freqüentemente, executado a seco, embora algum fluido de corte possa ser
usado. Pela repetição do ensaio a uma série de velocidades de corte, dados adicionais
podem ser obtidos para mostrar o efeito da velocidade de corte sobre a vida da
ferramenta.
2.6.1.2 Apresentação dos resultados do ensaio de vida da ferramenta
Os resultados dos ensaios de vida da ferramenta são, usualmente, plotados em
coordenadas cartesianas ou logarítmicas para mostrar a relação entre velocidade de
corte e vida da ferramenta. Os resultados típicos do ensaio originam curvas
exponenciais quando plotados em coordenadas cartesianas (Figura 2.14), enquanto os
mesmos resultados apresentam relação linear aparente entre velocidade de corte e vida
da ferramenta, quando plotados em coordenadas logarítmicas (Figura 2.15).
Em qualquer tipo de sistema de coordenadas, é possível determinar a velocidade
de corte que irá proporcionar uma vida desejada da ferramenta. Esta velocidade é
designada por V
t
(por exemplo, V
10
, V
30
, ou V
60
significa a velocidade de corte
necessária para uma vida da ferramenta de 10, 30, ou 60 minutos). Pela comparação
dos valores de velocidade de corte de diversos aços a uma dada vida de ferramenta, tal
como V
60
, é possível desenvolver taxas para estes aços que podem ser usadas como
uma indicação de sua usinabilidade relativa.
Figura 2.14
-
Apresentação dos resultados do ensaio de vida da ferramenta
(coordenadas cartesianas) (MURPHY; AYLWARD, 1971).
Figura 2.15
-
Apresentação dos resultados do ensaio de vida da ferramenta
(coordenadas logarítmicas) (MURPHY; AYLWARD, 1971).
2.7 TIPOS DE DESGASTES DA FERRAMENTA
Numa ferramenta de usinagem, podem ocorrer diversos tipos de desgastes. Os
principais são (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001):
• Desgaste frontal (ou de flanco): é o tipo de desgaste que ocorre na superfície de
folga da ferramenta, causado pelo contato entre ferramenta e peça. Todo
processo de usinagem causa desgaste frontal. O acabamento superficial da peça
é deteriorado por esse tipo de desgaste, devido à modificação total da forma da
aresta de corte original;
• Desgaste de cratera: ocorre na superfície de saída da ferramenta, causado pelo
atrito entre ferramenta e cavaco. Quando o desgaste de cratera se encontra com
o desgaste frontal, ocorre a quebra da ferramenta.
Nas Figuras 2.16 e 2.17, podem ser verificados, respectivamente, os desenhos
esquemáticos dos desgastes frontal (indicado pela letra a) e de cratera.
Figura 2.16
-
Desgaste frontal (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001).
Figura 2.17
-
Desgaste de cratera (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001).
2.8 MEDIÇÃO DOS DESGASTES DA FERRAMENTA
Na superfície de saída da ferramenta, têm-se os seguintes desgastes:
profundidade de cratera, largura da cratera e distância do centro da cratera à aresta de
corte. Na superfície de folga da ferramenta, mede-se a largura do desgaste de flanco
(V
B
), que é um valor médio do desgaste na superfície de folga, e a largura máxima do
desgaste de flanco (V
Bmax
).
2.9 EFEITO DA COMPOSIÇÃO QUÍMICA E DAS INCLUSÕES NA
USINABILIDADE
A usinabilidade dos metais deve ser analisada por meio da influência das variáveis
dos seguintes componentes, intimamente relacionados (TROUP, 1966; FERRARESI,
1995):
• Material da peça;
• Processo mecânico e condições de usinagem;
• Critério empregado na avaliação.
Com relação ao material da peça, os fatores que mais influem sobre a usinabilidade
são (TROUP, 1966; FERRARESI, 1995):
• Composição química, que determina as propriedades do material;
• Resistência ao cisalhamento, que pode ser calculada a partir do ângulo de
cisalhamento medido e das forças de corte sendo freqüentemente maior do que
a resistência à tração;
• Endurecimento por trabalho a frio, medido pela taxa de aumento da resistência
e diminuição da ductilidade com o aumento da deformação plástica (SMITH,
1970);
• Ductilidade, a capacidade de deformar plasticamente sem ruptura;
• Abrasividade dos constituintes microestruturais que são mais duros do que a
ferramenta de corte;
• Natureza das inclusões e interfaces entre elas e a matriz metálica e a ferramenta
de corte.
Os processos mecânicos e as condições de usinagem que mais influem sobre a
usinabilidade são (TROUP, 1966; FERRARESI, 1995):
• Material da ferramenta;
• Condições de usinagem (velocidade de corte, avanço, profundidade, geometria
da ferramenta, etc.);
• Fluidos de corte;
• Rigidez da máquina, ferramenta e do sistema de fixação da peça;
• Tipos de trabalhos executados pela ferramenta (operação empregada, corte
contínuo ou intermitente, condições de entrada e saída da ferramenta).
2.9.1 Efeito da composição química na usinabilidade
2.9.1.1 Efeito do enxofre
Há muitos anos é conhecido que a boa usinabilidade nos aços baixo–carbono é
obtida pelo aumento do teor de enxofre para valores acima de 0,40% (GARVEY;
TATA, 1965). Devido ao fato de não ser um aditivo caro, o enxofre é o elemento mais
extensivamente usado para melhorar a usinabilidade dos aços ao carbono. Em quase
todos os tipos de aço comercialmente produzidos, o enxofre se apresenta, geralmente,
combinado com o manganês na forma de inclusões de sulfeto de manganês, MnS. As
características desse tipo de inclusões, tais como tamanho, morfologia, freqüência e
distribuição, exercem notadamente grande influência sobre a usinabilidade dos aços de
corte fácil.
Para entender a influência do enxofre sobre a usinabilidade, ensaios de
torneamento foram conduzidos com barras de diâmetro de 22,23 mm contendo 0,14%
de carbono, 0,80% de manganês e teor de enxofre variando na faixa de 0,025 a 0,25%
(BOULGER et al., 1957). Na Figura 2.18, pode-se verificar que, para um dado avanço,
o aumento do teor de enxofre diminui a deformabilidade do cavaco, isto é, a
quantidade de deformação plástica associada com a formação do cavaco. Desta
maneira, o atrito entre o cavaco e a ferramenta de corte diminui com o aumento do teor
de enxofre, implicando que os sulfetos de manganês exercem um efeito lubrificante,
Figura 2.19. Estes sulfetos de manganês também diminuem o atrito entre a ferramenta
de corte e a peça usinada.
Figura 2.18
-
Relação entre o teor de enxofre e a deformação do cavaco a vários
avanços em testes de torneamento (BOULGER et al., 1957).
Uma investigação para determinar a influência do enxofre sobre a formação do
cavaco foi conduzida utilizando-se uma série de aços ao carbono refosforados com
0,08% de carbono e contendo vários teores de enxofre (SHAW; USUI; SMITH, 1961).
Neste estudo, conduzido pela U. S. Steel com auxílio do Instituto de Tecnologia de
Massachusetts, barras laminadas a quente foram usinadas com diferentes velocidades e
avanços de corte. Todos os testes foram realizados sem uso de fluido de corte. Os
cavacos produzidos em cada condição de usinagem foram cuidadosamente avaliados
com o objetivo de se investigar a relação entre o formato do cavaco e o teor de
enxofre.
Figura 2.19
-
Relação entre o teor de enxofre e o atrito cavaco-ferramenta a vários
avanços em testes de torneamento (BOULGER et al., 1957).
O efeito do enxofre sobre o tamanho do cavaco é mostrado esquematicamente
na Figura 2.20 (SHAW; USUI; SMITH, 1961). Nota-se que o tamanho do cavaco
diminui com o aumento do teor de enxofre, proporcionando menor área de contato
entre o cavaco e a ferramenta de corte. Conseqüentemente, as forças de atrito entre o
cavaco e a ferramenta de corte ficam menores, causando um desgaste menos intenso
da ferramenta de corte.
Figura 2.20
-
Relação entre o teor de enxofre e o tamanho do cavaco (SHAW; USUI;
SMITH, 1961).
Em suma, o aumento do teor de enxofre no aço resulta na formação de cavacos
pequenos na usinagem. Cavacos menores implicam na redução da área de contato
entre o cavaco e a ferramenta de corte. Conseqüentemente, o atrito na interface
cavaco-ferramenta de corte é menor, proporcionando um aumento na vida da
ferramenta de corte. Além disso, devido à presença das inclusões de sulfeto de
manganês, o atrito na interface ferramenta-peça também é menor, favorecendo um
menor desgaste de flanco da ferramenta de corte (BOULGER et al., 1957).
O efeito do enxofre sobre a usinabilidade dos aços de corte fácil do grau SAE
12XX trefilado encontra-se ilustrado na Figura 2.21, onde se pode verificar que as
taxas de produção e o MPI (índice de produtividade de usinagem) aumentam com o
teor de enxofre, quando o acabamento da superfície usinada e a vida da ferramenta são
mantidos constantes (AYLWARD, 1973). O MPI é aumentado em 45%, isto é, de 100
para 145%, quando o teor de enxofre passa de 0,195% (o teor médio de enxofre do
grau SAE 1212) para 0,285% (o teor médio de enxofre do grau SAE 1213). Assim, o
MPI aumenta na taxa de 5% para cada aumento de 0.01% no teor de enxofre desses
aços.
O MPI pode ser definido, conforme fórmula abaixo:
Figura 2.21
-
Efeito do teor de enxofre sobre a produtividade de usinagem dos aços do
grau SAE 12XX (AYLWARD, 1973).
2.9.1.2 Efeito do carbono e do silício
Embora as normas internacionais AISI e SAE permitam teores de carbono
acima de 0,13% nos aços ressulfurados e refosforados baixo–carbono, respectivamente
das séries 11XX e 12XX, a maioria dos aços de corte fácil freqüentemente utilizada
apresenta teores de carbono abaixo de 0,10%. Este fato pode ser evidenciado a partir
da análise criteriosa das curvas da Figura 2.22, onde pode ser verificado que os mais
altos índices de usinabilidade são obtidos para baixos teores de carbono (abaixo de
0,10%). Adicionalmente, nestas curvas, também pode ser observada a existência de
Taxa de produção máxima do aço testado x
100
MPI (%) =
Taxa de produção máxima do aço padrão
(2.1)
um teor de carbono (“pico” de carbono), acima do qual o índice de usinabilidade
diminui.
Figura 2.22
-
Efeito do teor de carbono sobre o índice de usinabilidade de barras de aço
B1113 em testes de torneamento (GARVEY; TATA, 1965).
Na Figura 2.22, também pode ser observado que o silício tem um efeito
prejudicial sobre a usinabilidade dos aços baixo–carbono. Este efeito está mais
claramente ilustrado na Figura 2.23, onde se pode verificar que o índice de
usinabilidade diminui linearmente a medida que o teor de silício aumenta de 0,003%
para 0,03%.
Figura 2.23
-
Efeito do teor de silício sobre o índice de usinabilidade de barras de aço
B1113 em testes de torneamento (GARVEY; TATA, 1965).
O silício prejudica a usinabilidade por meio de dois modos
(
GARVEY; TATA,
1965). Quando o silício está presente no aço como inclusões abrasivas de silicato, a
vida da ferramenta de corte diminui drasticamente. O silício também influencia no
formato das inclusões de sulfeto de manganês. À medida que o teor de silício aumenta,
diminui a proporção de inclusões de sulfeto de manganês globulares, prejudicando,
desta maneira, a usinabilidade. Este efeito do teor de silício sobre o formato das
inclusões de sulfeto é mostrado na Figura 2.24, onde se comparam as características
das inclusões encontradas em barras de aço B1112 contendo 0,009%, 0,029% e
0,040% de silício.
Figura 2.24
-
Efeito do teor de silício sobre as características das inclusões de sulfeto de
manganês em barras laminadas a quente do aço B1112 de 27 mm de
diâmetro (BOULGER; MOORHEAD; GARVEY, 1951). Sem ataque.
O efeito nocivo de pequenas quantidades de silício na usinabilidade e a
necessidade de baixos teores de carbono e silício nos aços de corte fácil foram,
inicialmente, reconhecidos em um programa de pesquisa da U.S. Steel conduzido pelo
Battelle Memorial Institute (MACLAREN; OSWALD, 1950). Os resultados deste
programa levaram ao desenvolvimento dos aços MX (BOULGER; MOORHEAD;
GARVEY, 1951).
Por outro lado, há pesquisas nas quais se verifica a utilização do silício como
uma forma de se melhorar a usinabilidade. Trabalho conduzido por Catanoiu et al.
(2002) argumenta que o uso de silício em torno de 0,20% aumenta a camada de sulfeto
de manganês depositada nas ferramentas de corte quando se usinam aços de corte fácil,
melhorando assim a usinabilidade do aço.
2.9.1.3 Efeito do fósforo e do nitrogênio
Dentro de certos limites, o fósforo beneficia a usinabilidade dos aços de corte
fácil baixo–carbono pela melhoria da qualidade superficial da peça usinada e por meio
da contribuição à formação de cavacos frágeis (BAS, 2000). Adições moderadas de
nitrogênio também atuam de uma maneira similar (GARVEY; TATA, 1965).
Se por um lado, pequenas adições de nitrogênio e fósforo melhoram a
usinabilidade dos aços de corte fácil baixo–carbono, por outro lado, grandes adições
destes elementos podem ser altamente nocivas, devido à redução da vida da ferramenta
de corte. Por exemplo, como pode ser visto na Tabela 2.3, o aumento do teor de
nitrogênio de 0,003% para 0,028% exerce um efeito nocivo à vida da ferramenta
obtida na usinagem de aços de corte fácil com baixos e altos teores de fósforo.
Adicionalmente, também deve ser notado que, para altos níveis de nitrogênio, o
melhor desempenho de usinabilidade é exibido pelo aço com uma quantidade residual
de fósforo (0,018%) em comparação com o aço refosforado (0,12%). É importante
lembrar que grandes quantidades de fósforo e nitrogênio prejudicam a
conformabilidade a frio (principalmente, a capacidade de trefilação). Portanto, o
controle dos teores destes elementos é necessário para garantir uma combinação ótima
de vida da ferramenta, acabamento superficial da peça usinada e capacidade de
conformação a frio.
O efeito dos teores de fósforo e nitrogênio na usinabilidade dos aços de corte
fácil baixo–carbono, utilizados na produção de tambores de porcas de parafuso, é
mostrado na Figura 2.25, onde se comparam as vidas das ferramentas de corte obtidas
na usinagem de barras trefiladas dos aços B1113, C1213, C1213 modificado (contendo
0,05 a 0,07% de fósforo e menos do que 0,005% de nitrogênio) e 1215 (contendo 0,05
a 0,07% de fósforo e 0,008 a 0,011% de nitrogênio). Todos estes aços testados contêm
menos do que 0,10% de carbono e menos do que 0,010% de silício.
Tabela 2.3 -
Efeito do teor de nitrogênio sobre o desempenho de barras de aço
trefiladas, utilizadas na produção de tambores de porcas de parafuso
(GARVEY; TATA, 1965).
Vida média da ferramenta, horas
Aço
a
P, % N
2
, %
77 m/min 86 m/min 95 m/min 105 m/min
1 0,018 0,003 b b 6,2 7,3
1 0,018 0,028 b 12,1 3,3 b
2 0,09 0,003 b b b 8,4
2 0,12 0,028 12,0 3,8 1,6 b
Aço 1 0,09% C 0,87% Mn
0,29% S 0,008% Si
a
Composição
química
Aço 2 0,09% C 0,96% Mn
0,28% S 0,004% Si
b Não testado
Nota Todos os testes foram feitos em barras trefiladas com diâmetro de 19 mm
Na Figura 2.25, pode ser verificado que o aço C1213 modificado foi
notadamente o que apresentou maior vida da ferramenta de corte. Muitas toneladas
deste aço foram satisfatoriamente usadas nas máquinas de fazer parafusos. Embora a
combinação de fósforo e nitrogênio do aço C1213 modificado seja excelente para
aplicações em que somente a vida da ferramenta de corte é importante, esta
combinação pode não ser desejável para aplicações, nas quais se requer boa qualidade
de acabamento superficial.
Figura 2.25
-
Desempenho de barras trefiladas de aços de corte fácil baixo – carbono
com vários teores de fósforo e nitrogênio, utilizadas na produção de
tambores de porcas de parafuso (GARVEY; TATA, 1965).
100x.
Para estabelecer precisamente a combinação ótima de fósforo e nitrogênio, foi
feita uma investigação laboratorial com uso de várias corridas (com 0,08% de carbono,
0,90% de manganês, 0,30% de enxofre, e menos do que 0,010% de silício) fornecidas
pela U.S. Steel e contendo diferentes teores de fósforo, variando na faixa de 0,005 a
0,13% e diferentes teores de nitrogênio, variando na faixa de 0,005 a 0,018%. Os
resultados dos testes conduzidos em tornos, utilizando-se barras trefiladas de diâmetro
de 19,05 mm, estão sumarizados na Figura 2.26. Nesta figura, está representada a
influência simultânea dos teores de fósforo e nitrogênio sobre o índice de
usinabilidade. A partir da observação da Figura 2.26, verifica-se que os mais altos
índices de usinabilidade foram obtidos com os aços contendo cerca de 0,04 a 0,08% de
fósforo e 0,007 a 0,012% de nitrogênio.
Figura 2.26
-
Relação entre os teores de fósforo e nitrogênio e o índice de usinabilidade
de barras trefiladas de aço com 0,08% de C e 0,30% de S, em testes de
torneamento (GARVEY; TATA, 1965).
Murphy e Aylward (1971) avaliaram o efeito do fósforo e do nitrogênio na
usinabilidade, por meio da formulação do “Fósforo Equivalente” (%EP), visto que
estes dois elementos possuem comportamentos similares. A porcentagem de fósforo
equivalente é calculada da seguinte maneira:
• % de Fósforo Equivalente = %P + 5(%N
2
– 0,010%), quando o teor de nitrogênio é
menor do que 0,010%; (2.2)
• % de Fósforo Equivalente = %P, quando o teor de nitrogênio está entre 0,010 e
0,012%; (2.3)
• % de Fósforo Equivalente = %P + 5(%N
2
– 0,012%), quando o teor de nitrogênio é
maior do que 0,012%. (2.4)
Na Figura 2.27, pode ser observada uma correlação entre a taxa de produção e a
porcentagem de fósforo equivalente de algumas corridas de aços do grupo 12XX. Por
este gráfico, observa-se que as taxas de produção aumentam linearmente com a
porcentagem de fósforo equivalente. Esta melhoria nas taxas de produção (atribuída à
porcentagem de fósforo equivalente) ocorre devido ao aumento da velocidade de corte
e do avanço da ferramenta, enquanto se mantêm constantes, o acabamento da
superfície usinada e a vida da ferramenta de corte. Esta relação entre porcentagem de
fósforo equivalente e condições de usinagem é mostrada nas Figuras 2.28 (a) e (b); por
exemplo, aços contendo 0,09% de fósforo equivalente podem ser usinados com
velocidades 7 a 15% maiores e com avanços 24 a 31% maiores que no caso dos aços
com 0,035% de fósforo equivalente.
Figura 2.27
-
Efeito da porcentagem de fósforo equivalente sobre a taxa de produção
para os aços do grau 12XX, com e sem adição de chumbo (MURPHY;
AYLWARD, 1971).
Figura 2.28 (a)
-
Efeito da porcentagem de fósforo equivalente sobre as condições de
usinagem para os aços do grau 12XX, com e sem adição de chumbo
(MURPHY; AYLWARD, 1971).
Figura 2.28 (b)
-
Efeito da porcentagem de fósforo equivalente sobre as condições de
usinagem para os aços do grau 12XX, com e sem adição de chumbo
(MURPHY; AYLWARD, 1971).
2.9.1.4 Efeito do cobre e do estanho
Como definido previamente, pequenas quantidades de elementos que formam
soluções sólidas com a ferrita (tais como o fósforo e o nitrogênio) apresentam efeito
benéfico sobre a usinabilidade dos aços de corte fácil baixo – carbono. Por outro lado,
grandes quantidades destes elementos prejudicam a usinabilidade (MURPHY;
AYLWARD, 1971). Para determinar o efeito do cobre (que tem uma grande
solubilidade na ferrita) sobre a usinabilidade, uma investigação foi conduzida com
barras trefiladas de aços ao chumbo nitrogenados (0,010% de nitrogênio), contendo
0,09%, 0,27%, 0,40% e 0,56% de cobre. Os resultados deste estudo mostraram que na
produção de tambores de porcas de parafuso, um aumento no teor de cobre de 0,09%
para 0,56% não possibilitou uma melhora expressiva no desempenho das ferramentas
de corte. De uma forma geral, a média da vida da ferramenta de corte foi acima de 8
horas para os aços contendo 0,09%, 0,27% e 0,40% de cobre e abaixo de 8 horas para
o aço contendo 0,56% de cobre. A redução na vida da ferramenta de corte, no caso do
aço contendo 0,56% de cobre, foi devida, basicamente, ao aumento na dureza e
resistência à tração do aço.
Já o estanho, se apropriadamente distribuído em contornos de grão, confere um
efeito fragilizante ao aço (GARCIA; HUA; DEARDO, 2002), facilitando a quebra de
cavaco. O nível de estanho empregado (0,04 a 0,08%) e o teor de elementos (cobre
<0,05%) que possam competir pela localização preferencial nos contornos de grão
devem ser bem controlados para que os efeitos positivos do estanho não desapareçam.
2.9.2 Efeito das inclusões na usinabilidade
Todos os aços produzidos comercialmente contêm uma quantidade mensurável
de inclusões, que podem ser endógenas, isto é, intrínsecas ao processo de fabricação e
resultantes de reações químicas que ocorrem dentro do metal, ou exógenas, isto é, de
origem externa e resultantes da erosão mecânica do refratário ou da reação química
entre o metal e o refratário ou entre o metal e a escória (KIESSLING, 1978). Com
relação às inclusões endógenas, certos tipos, quando apropriadamente controladas,
podem se tornar desejáveis, e isto é o que ocorre nos aços em que a usinabilidade é a
principal preocupação. Na Tabela 2.4, são apresentadas as inclusões que mais afetam a
usinabilidade dos aços.
Tabela 2.4 -
Inclusões presentes nos aços (APPLE, 1989).
Categoria Efeito Exemplo Forma de presença no aço
Sulfetos:
• MnS
• MnSe
• Mn(S,Se)
• MnTe
Positivo
MnS
Até ~2% vo
l. em aços
ressulfurados. Tamanho
depende da taxa de
solidificação. O tipo é
controlado pela forma de
desoxidação.
Metálicas:
• Pb
• Bi
Positivo
Pb
Até 0,24% vol. em aços ao
chumbo. Presente como
partículas alongadas em
produtos laminados a quente
ou em caudas de sulfetos.
Óxidos plásticos:
• Silicato Ca-Al
• Silicato Ca-Al-Mn
Positivo
Anortita
Menor que 0,10% vol. em
aços tratados com cálcio.
Inclusões esféricas ou
alongadas, podendo ser
envolvidas por CaS.
Não-metálicos duros:
• Aluminatos
• Nitretos
Negativo
Al
2
O
3
Menor que 0,05% vol. em
aços desoxidados com
alumínio. Presentes
isoladamente ou em estrias,
com partículas <5µ
m. Podem
ser modificadas com cálcio.
2.9.2.1 Efeito das inclusões de sulfeto de manganês
O enxofre está presente em quantidade mensurável em quase todos os tipos de
aço comercialmente produzidos, apresentando-se, geralmente, combinado com o
manganês na forma de sulfeto de manganês (MnS). Dependendo do processo de
elaboração e refino do aço, as inclusões de MnS podem assumir basicamente três
morfologias (SIMS ; FORGENG, 1967), classificadas em:
• Tipo I: Sulfetos globulares uniformemente distribuídos. Normalmente estão
associados a óxidos de manganês (MnO) ou a silicatos e de acordo com Kiessling
(1978), ocorrem em aços efervescentes ou acalmados com silício (Si), onde o teor de
alumínio (Al) solúvel for inferior a 0,001%;
• Tipo II: Sulfetos eutéticos intergranulares. Ocorrem em banhos com teores
reduzidos de oxigênio, precipitando na forma eutética, segundo os contornos de grão
primário. São observados nos aços acalmados ao Si e Al e, de acordo com a literatura
(BHATTACHARYA; QUINTO, 1980), esse tipo de inclusão ocorre com cerca de
0,007% Al em solução. Portanto, a transformação de sulfetos do tipo I para o tipo II
depende, principalmente, do grau de desoxidação.
Dahl, Hengstenberg
e
Duren (1966) mostram que a transição de I para II, nos
aços baixo carbono (C), com cerca de 0,20% de enxofre (S), corresponde a 0,01 a
0,02% de oxigênio (O), cumprindo a relação O/S > 0,05.
Desforges, Duckworth
e
Ryan (1976) afirmam que as inclusões de oxi-sulfetos
verificam-se em geral, para teores de O superiores a 0,01%.
• Tipo III: Sulfetos angulares, os quais se situam nos pontos triplos dos limites
dos grãos. Precipitam-se em aços contendo excesso de Al ou com teores elevados de C
e Si. A presença de elementos que possuem grande afinidade por S, como titânio (Ti) e
zircônio (Zr), faz com que sejam igualmente formados sulfetos angulosos,
correspondentes ao tipo III (BELLOT, 1978). O mesmo ocorre com a presença de
desoxidantes fortes, tais como cálcio e cério.
Sims, Forgeng (1967) e Kiessling (1978) classificam ainda outros dois tipos de
sulfetos, o tipo IV em que a cristalização é segundo um arranjo de plaquetas e o tipo
Widsmanstätten em forma de finas plaquetas de distribuição triangular.
Na Figura 2.29, estão ilustrados os tipos de inclusões de sulfeto de manganês
(MnS), de acordo com a sua morfologia.
Figura 27 – Formatos de inclusões de MnS no estado bruto de fusão e após
deformação plástica.
Figura 2.29
-
Formatos de inclusões de MnS no estado bruto de fusão e após
deformação plástica (SIMS; FORGENG, 1967).
Com relação ao efeito sobre a usinabilidade, evidências experimentais
(MARSTON; MURRAY, 1970) mostram que aços contendo sulfetos globulares
apresentam melhor usinabilidade do que aços com sulfetos finos e alongados. Os
mecanismos pelos quais os sulfetos afetam a usinabilidade estão relacionados à sua
influência no processo de formação do cavaco e na interação deste com a ferramenta,
durante a usinagem. As inclusões de sulfeto agiriam como concentradores de tensão e
ponto de nucleação de vazios e trincas na zona primária de deformação, reduzindo a
tensão necessária ao cisalhamento (SIDJANIN; KOVAC, 1997). A intensidade com
que este fenômeno ocorre depende do formato, tamanho, fração volumétrica e
distribuição das inclusões de sulfeto, bem como do comportamento à deformação em
relação à matriz. Sulfetos maiores, globulares e pouco deformáveis, como os do tipo I,
seriam os mais favoráveis à geração de vazios, explicando os resultados experimentais
obtidos por Marston e Murray (1970). A presença de trincas fragilizaria o cavaco,
facilitando a sua quebra e remoção.
Outro mecanismo atribuído ao sulfeto de manganês favorável à usinabilidade é
um efeito lubrificante entre o cavaco e a ferramenta e entre a ferramenta e a peça
(BARRETOS, 1999).
Resumidamente, a quantidade, a forma e a distribuição das inclusões de sulfeto
de manganês influem na usinabilidade. Na classe de aços de corte fácil SAE 11XX e
12XX, o teor de enxofre varia entre 0,08 e 0,35%, que associado a teores de manganês
acima de 1%, promove a formação de sulfetos de manganês dispersos e em grande
quantidade, com atuação marcante no aumento da usinabilidade. Por outro lado, como
a grande quantidade de inclusões diminui as propriedades mecânicas, estes aços são
geralmente utilizados em componentes de pouca ou nenhuma solicitação, onde a
usinabilidade é o principal fator de desempenho.
2.9.2.2 Efeito dos aditivos intensificadores de sulfetos de manganês
Vários tipos de aditivos podem ser utilizados, tanto em aços com teor normal de
enxofre como em aços ressulfurados, para intensificar o efeito das inclusões de sulfeto
de manganês sobre a usinabilidade, aumentando a fração volumétrica efetiva e/ou
provendo controle do tamanho e forma dos sulfetos. Dois aditivos particularmente
eficazes são o selênio e o telúrio (JHA; SHARMA, 1990). Na ausência de enxofre,
estes elementos formam compostos análogos ao MnS, isto é, MnSe e MnTe, que
segundo Yaguchi e Onodera (1998) são bastante efetivos na redução da força de corte
e na melhoria da formação de cavaco. No caso de aços ressulfurados, pequenas
quantidades de Se ou Te são suficientes para alterar a morfologia das inclusões de
MnS, tornando-as mais globulares e assim intensificando o seu efeito sobre a
usinabilidade (MALMBERG; RUNNSJÖ; ARONSSON, 1974).
Por fim, Shiiki et al. (2003) reportam que o uso de cálcio combinado com
titânio é capaz de reduzir o tamanho das inclusões de sulfeto de manganês em aços de
corte fácil sem chumbo e que esta melhoria na distribuição das inclusões aumenta o
poder de lubrificação da ferramenta de corte pelo aço.
2.9.2.3 Efeito das inclusões metálicas
Embora teoricamente o chumbo ou o bismuto possa ser adicionado em qualquer
tipo de aço, usualmente estas adições metálicas são limitadas aos aços de corte fácil
das séries SAE 11XX e 12XX, pois a combinação de chumbo e sulfeto de manganês
tem se mostrado como sendo a que proporciona a maior usinabilidade nos aços
(WARKE; BREYER, 1971; PIMENTEL; PRADO; MIYADA, 2004) . Aços com
adição de chumbo são identificados pela inclusão da letra L entre o segundo e terceiro
dígito na classificação SAE/AISI, como por exemplo, SAE 12L14 ou SAE 10L45. O
teor de chumbo varia entre 0,15 e 0,35%, e a sua adição por si só não proporciona
diminuição significativa das propriedades mecânicas à temperatura ambiente. Em
temperaturas próximas as do seu ponto de fusão, o chumbo pode provocar a
fragilização do aço (WARKE; BREYER, 1971).
A título de exemplificação, o efeito do chumbo sobre a usinabilidade do aço
1213 pode ser verificado na Figura 2.27. Por este gráfico, considerando-se uma
determinada porcentagem de fósforo equivalente, observa-se que o chumbo melhora a
produtividade do aço 1213 em aproximadamente 40%. Assim, para uma porcentagem
de fósforo equivalente de 0,09%, a adição de chumbo proporciona um aumento de
produtividade de 400 peças/h para 560 peças/h. Esse aumento de 40% na
produtividade é devido às velocidades de corte e aos avanços da ferramenta que
podem ser aumentados na ordem de 12 –18% e 20-25%, respectivamente, conforme
pode ser visto nas Figuras 2.28 (a) e (b). Do mesmo modo como nos aços do grau
12XX sem adição de chumbo, um aumento na porcentagem de fósforo equivalente
proporciona uma melhora na usinabilidade dos aços ao chumbo, devido a possibilidade
de se operar sob maiores condições de corte sem sacrifício da qualidade superficial ou
sem comprometer a vida da ferramenta de corte (MURPHY; AYLWARD, 1971).
Devido a preocupações no sentido ambiental e sanitário durante o processo de
fabricação do aço, a utilização de chumbo como elemento de adição tem sido bastante
restringida, a ponto de certos países terem abandonado a sua produção (SOMEKAWA;
KAISO; MATSUSHIMA, 2001). No entanto, devido a sua superior usinabilidade,
componentes fabricados com aços ao chumbo ainda são utilizados por praticamente
todos os fabricantes de automóveis. Apesar de existir a cerca de 30 anos no mercado,
os aços ao bismuto, criados para serem substitutos dos aços ao chumbo, ainda
apresentam desempenho inferior, sobretudo em velocidades de corte baixas e médias
(YAGUCHI, 1989), o que restringe seu uso como eventual substituto. Segundo
Bertrand e Del Solar (1998), para um mesmo resultado em usinabilidade, somente uma
terça parte de bismuto em comparação ao chumbo deve ser utilizada. Esta menor
adição traduz-se em maior resistência à fadiga dos componentes fabricados a partir do
aço, bem como conferem um melhor acabamento superficial (BERTRAND; COUSO,
1998). Segundo Evangelista et al. (1999), o bismuto adicionado ao aço DIN 9SMn28
permite um acréscimo de usinabilidade similar ao aço com chumbo.
2.9.2.4 Efeito dos óxidos plásticos
Com a evolução da metalurgia de panela, o tratamento com cálcio passou a ser
uma forma eficiente de controlar a composição, as propriedades e a morfologia das
inclusões de óxidos presentes no aço. A modificação das inclusões através deste
tratamento promove a melhoria da usinabilidade através de dois fenômenos:
neutralização das inclusões de alumina e formação de óxidos plásticos.
As inclusões de alumina são originárias da desoxidação do aço utilizando
alumínio, ainda durante o processamento na aciaria. A alumina é um óxido
extremamente duro, prejudicando diretamente a usinabilidade do material por provocar
abrasão na aresta de corte da ferramenta e, indiretamente, por arrancar a camada
protetora de elementos lubrificantes, como o MnS, que por ventura tenha se formado
na superfície de saída da ferramenta. O tratamento com cálcio, após a desoxidação
com alumínio, atua, também, nas inclusões de sulfeto de manganês e promove a
modificação das inclusões de alumina em inclusões do tipo (Ca, Mn)S. Estas inclusões
apresentam dureza menor, reduzindo a abrasão tanto nas ferramentas de aço rápido
como nas de metal duro (SUBRAMANIAN; KAY, 1997).
A elevação das velocidades de corte usualmente encontradas nas operações de
usinagem, promovida pela evolução dos materiais utilizados nas ferramentas de corte,
também vem a favorecer um maior emprego dos aços com modificação de inclusões
de óxidos, pois os mecanismos associados ao aumento de usinabilidade estão
diretamente associados à velocidade de corte e ao tipo de ferramenta. Esta tendência
de aumento de velocidade e emprego de ferramentas mais sofisticadas motivou a
proposta de substituição dos aços de corte fácil ao chumbo por aços com morfologia
de inclusões controladas, tanto de sulfetos de manganês (PIERSON, 1990) quanto de
óxidos plásticos (SUBRAMANIAN; RAMANUJACHAR, 1996), pois se observa que
para altas velocidades de corte (>120m/min), os aços com morfologia de inclusões
controlada apresentam melhor usinabilidade que os aços ao chumbo. Subramanian e
colaboradores, em várias publicações (SUBRAMANIAN; RAMANUJACHAR, 1997;
SUBRAMANIAN et al., 1998; SUBRAMANIAN et al., 1999; SUBRAMANIAN et
al., 2002; SUBRAMANIAN et al., 2004) mostraram que, na usinagem a altas
velocidades de corte, o controle das inclusões de óxidos no aço é muito mais efetivo
do que o mais avançado dos revestimentos de ferramentas para prevenir o desgaste por
craterização.
CAPÍTULO 3 DESENVOLVIMENTO EXPERIMENTAL
3.1 CARACTERIZAÇÃO DO AÇO SAE 12L14
Para a caracterização química, mecânica e metalúrgica do material, utilizado
nos ensaios de usinabilidade, foram realizados os seguintes ensaios: análise química,
ensaio de tração, ensaio de dureza e ensaios metalográficos. Todos estes ensaios foram
realizados nos laboratórios internos da Aços Villares S.A. (usina de
Pindamonhangaba).
Também foi feito microscopia eletrônica de varredura para caracterizar as
inclusões encontradas no material. A microscopia eletrônica de varredura foi
executada no laboratório do DEMAR (FAENQUIL).
3.1.1 Análise química
As análises químicas foram realizadas em amostras retiradas do lingotamento
(análise química de panela) e em amostras retiradas do material laminado (análise
química de produto realizada nas amostras 1, 2, 3, 4, 5 e 6).
Nas amostras do lingotamento, as análises químicas para determinação das
porcentagens de carbono, enxofre, oxigênio e nitrogênio foram realizadas pelo método
de combustão direta. Os demais elementos (manganês, silício, fósforo, cromo, níquel,
molibdênio, cobre e chumbo) foram quantificados por espectrômetro de Raios-X
(fabricante do equipamento: ARL Modelo: 72000S).
Nas amostras do material laminado, as análises químicas para determinação das
porcentagens de carbono, enxofre, oxigênio e nitrogênio foram realizadas pelo método
de combustão direta, utilizando-se o equipamento LECO. Já as análises químicas para
determinação das porcentagens de manganês, silício, cromo, níquel, molibdênio, cobre
e chumbo foram realizadas por espectrofotômetro de absorção atômica (fabricante do
equipamento: Perkin Elmer Modelo: 460). O teor de fósforo foi quantificado pelo
método alcalinimétrico.
A análise química de produto foi realizada em três amostras (amostras 1, 2 e 3)
retiradas aleatoriamente após a laminação do material. Em cada amostra com diâmetro
de 66 mm, realizou-se análise química a diferentes profundidades, partindo-se da
superfície em direção ao núcleo. A composição química foi analisada utilizando os
cavacos obtidos nos passes de usinagem com 1 mm de profundidade, conforme Tabela
3.1.
Tabela 3.1 -
Profundidades em que foi realizada a análise química das amostras.
Profundidade
Diâmetro inicial da
amostra - D
i
(mm)
Diâmetro final da
amostra – D
f
(mm)
1
a
66 64
2
a
62 60
3
a
60 58
4
a
56 54
5
a
54 52
6
a
52 50
7
a
50 48
8
a
48 46
9
a
46 44
10
a
44 42
11
a
42 40
12
a
40 38
13
a
38 36
Portanto, as análises químicas foram realizadas, utilizando os cavacos obtidos por
meio da usinagem das amostras, partindo-se do diâmetro D
i
até o diâmetro D
f
.
A análise química de produto foi realizada em 13 profundidades diferentes com
o objetivo de correlacionar a composição química das amostras com o desempenho da
ferramenta de corte nos 13 ensaios de usinabilidade realizados neste trabalho,
conforme a Figura 3.1. Segundo a literatura (TROUP, 1966; FERRARESI, 1995), a
composição química do material da peça usinada influencia fortemente na
usinabilidade, cuja avaliação neste trabalho será feita através da medição da
profundidade máxima do desgaste de flanco da ferramenta de corte.
Figura 3.1
-
Correlação entre a análise química da amostra e o ensaio de
usinabilidade.
3.1.2 Ensaio de tração
O ensaio de tração foi realizado conforme método de ensaio definido pela
norma ASTM E 8. O equipamento utilizado foi uma máquina universal de ensaio da
marca Kratos. O ensaio foi executado em três amostras (amostras 7, 8 e 9) com o
objetivo de determinar a resistência à tração, o limite de escoamento, a redução de área
e o alongamento do material.
Df = 64 mm
1° ensaio de usinabilidade
1
ª
Profundidade de análise
1 mm
Di = 66 mm
Di = 66 mm
3.1.3 Ensaio de dureza
O ensaio de dureza Brinell foi realizado conforme a norma ASTM E 10. O
equipamento utilizado foi um durômetro da marca Shimadzu. O ensaio foi executado
na superfície, a 28 mm da superfície e no núcleo das amostras 7, 8 e 9.
3.1.4 Ensaios metalográficos
As amostras para o exame metalográfico (amostras 10, 11, 12, 13, 14 e 15)
foram inicialmente submetidas a um lixamento, utilizando-se lixas d’água grana 100,
220, 320, 400 e 600. Em seguida, foi executado polimento com pasta de diamante de
6µm e 1µm, onde se pretendeu obter uma superfície isenta de riscos para a análise
metalográfica.
Para o ataque químico, foram utilizados dois tipos de soluções: Nital 2% (98%
de álcool etílico e 2% de ácido nítrico) e picrato de sódio. O ataque foi feito por
imersão durante 30 segundos, seguido de lavagem em água corrente, e secagem por ar
quente após aplicação de álcool.
As micrografias foram feitas em um microscópio óptico Olympus (modelo:
BX51M) com ampliações de 100 e 500 vezes.
A análise de microinclusões foi feita em seis amostras (amostras 10, 11, 12, 13,
14 e 15) sem ataque químico (exame micrográfico com ampliação de 100 vezes),
conforme a norma SEP 1572. A análise das fases presentes nas microinclusões foi feita
por microscopia eletrônica de varredura (marca: LEO modelo: 1450VP) em uma
amostra (amostra 11) sem ataque químico (exame micrográfico com ampliação de 500
vezes). A análise do tamanho de grão austenítico foi realizada em uma amostra
(amostra 10) submetida ao ataque químico com picrato de sódio (exame micrográfico
com ampliação de 100 vezes), conforme a norma ASTM E 112 (método McQuaid-
Ehn). Já os microconstituintes presentes no aço foram identificados por meio de
microscopia óptica em uma amostra (amostra 12) submetida ao ataque químico com
Nital 2% (exame micrográfico com ampliação de 100 vezes).
Na análise inclusionária, ainda foi avaliada a morfologia das inclusões de
sulfeto de manganês, por meio da medição dos seus comprimentos e larguras.
3.2 ENSAIOS DE USINABILIDADE
3.2.1 Equipamentos utilizados
Nos ensaios de usinabilidade, foram utilizados os seguintes equipamentos:
• Torno CNC Romi - Modelo: Centur 30S (Figura 3.2);
• Estereoscópio Leica – Modelo: GZ 6 (Figura 3.3);
Figura 3.2
-
Foto do torno utilizado nos ensaios de usinabilidade.
Figura 3.3 -
Fotos do estereoscópio utilizado para a medição da profundidade de
desgaste de flanco da ferramenta de corte.
3.2.2 Condições de usinagem
Os ensaios de usinabilidade foram realizados a seco, utilizando-se como
processo de usinagem o torneamento cilíndrico externo de barras com perfil redondo e
diâmetro de 69,85 mm. As condições de usinagem foram selecionadas de acordo com
as mais usuais no mercado brasileiro, a saber:
• Velocidade de corte: 391 m/min;
• Avanço de corte: 0,3 mm/rev;
• Profundidade de usinagem: 1,0 mm;
• Ferramenta selecionada: metal duro ( CCMT 12 04 04 – WM Classe 4015);
• Critério de avaliação da vida da ferramenta de corte: desgaste máximo de flanco
(V
Bmax
).
3.2.3 Metodologia do ensaio
Os ensaios de usinabilidade foram realizados em corpos-de-prova com
comprimento de 425 mm, cortados a partir de barras de aço SAE 12L14 com perfil
redondo e diâmetro de 69,85 mm. Os corpos-de-prova foram faceados e os furos de
centro foram então executados. Um passe inicial foi efetuado para remoção da camada
oxidada e descarbonetada, oriunda do processo de laminação. Após esta operação, o
diâmetro inicial dos corpos-de-prova passou para 66 mm. No sistema de fixação usado
na usinagem, cada corpo-de-prova foi preso em placa de três castanhas suportado pelo
contraponto rotativo.
No total, foram realizados 13 ensaios de usinabilidade, sendo que em cada
ensaio, foram utilizados corpos-de-prova com o mesmo diâmetro inicial, com o
objetivo de avaliar o desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de corte em
função do seu percurso de corte (lc). Assim, no 1º ensaio de usinabilidade, foram
usinados corpos-de-prova com um diâmetro inicial de 66 mm, obtendo-se corpos-de-
prova com um diâmetro final de 64 mm, tendo a ferramenta de corte realizado um
percurso de
9648 m. No 2° ensaio de usinabilidade,
foram usinados os corpos-de-prova
resultantes do 1° ensaio de usinabilidade, porém com um diâmetro inicial de 62 mm,
obtendo-se corpos-de-prova com um diâmetro final de 60 mm, tendo, neste caso, a
ferramenta de corte realizado um percurso de 9036
m. No 3° ensaio de usinabilidade,
foram usinados os mesmos corpos-de-prova resultantes do 2° ensaio de usinabilidade,
com um diâmetro inicial de 60 mm, obtendo-se corpos-de-prova com um diâmetro
final de 58 mm, tendo, neste caso, a ferramenta de corte realizado um percurso de
8748 m. No 4° ensaio de usinabilidade,
foram usinados os corpos-de-prova resultantes do
3° ensaio de usinabilidade, porém com um diâmetro inicial de 56 mm, obtendo-se
corpos-de-prova com um diâmetro final de 54 mm, tendo, neste caso, a ferramenta de
corte realizado um percurso de
10170 m. No 5° ensaio de usinabilidade,
foram usinados
os mesmos corpos-de-prova resultantes do 4° ensaio de usinabilidade, com um
diâmetro inicial de 54 mm, obtendo-se corpos-de-prova com um diâmetro final de
52 mm, tendo, neste caso, a ferramenta de corte realizado um percurso de 9810
m. No
6° ensaio de usinabilidade,
foram usinados os mesmos corpos-de-prova resultantes do 5°
ensaio de usinabilidade, com um diâmetro inicial de 52 mm, obtendo-se corpos-de-
prova com um diâmetro final de 50 mm, tendo, neste caso, a ferramenta de corte
realizado um percurso de 9405
m.
E assim sucessivamente
.
Para a usinagem de cada diâmetro inicial, foi utilizada uma aresta de corte
diferente. Em cada ensaio de usinabilidade, foi medida a profundidade máxima de
desgaste de flanco (V
Bmax
) de cada aresta de corte, utilizando-se o estereoscópio
(ampliação de 40x ). A medição do desgaste máximo de flanco de cada ferramenta foi
realizada após determinados percursos de corte, conforme pode ser verificado nas
Tabelas 4.7 a 4.19. Na Figura 3.4, pode ser verificada uma foto que ilustra o modo
como foi realizada a medição do desgaste máximo de flanco da ferramenta de corte.
Figura 3.4
-
Foto ilustrativa da medição do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte.
De uma forma mais clara, foram realizados os ensaios de usinabilidade,
conforme a Tabela 3.2.
Tabela 3.2 -
Ensaios de usinabilidade realizados
.
N° de ensaios
Percurso de corte
(lc) (m)
Diâmetro inicial dos
CDP’s (mm)
Diâmetro final dos
CDP’s (mm)
1 9648 66 64
2 9036 62 60
3 8748 60 58
4 10170 56 54
5 9810 54 52
6 9405 52 50
7 9045 50 48
8 8685 48 46
9 8280 46 44
10 7920 44 42
11 7560 42 40
12 7155 40 38
13 6795 38 36
CAPÍTULO 4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1 RESULTADOS DA ANÁLISE QUÍMICA
Na Tabela 4.1, tem-se o resultado da análise química (exceto o oxigênio)
realizada na amostra retirada durante o lingotamento. Desta análise, pode-se verificar
que a composição do aço está em conformidade com a composição especificada na
norma SAE J 403.
Tabela 4.1
-
Resultado da análise química de panela.
Porcentagem em peso de cada elemento (%)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Cu N
2
Pb
0,080
1,14 0,045
0,30 0,02 0,06 0,14 0,02 0,21 0,0075
0,276
Na Tabela 4.2, têm-se a média e o desvio-padrão dos resultados da análise
química (exceto o oxigênio) realizada nas amostras 1, 2 e 3, retiradas do material
laminado. Com base na Tabela 4.2, foram construídos os gráficos das Figuras 4.1, 4.2
e 4.3 que representam, respectivamente, a variação dos teores de carbono, enxofre e
chumbo em função da profundidade das amostras (diâmetro final dos CDP’s utilizados
nos ensaios de usinabilidade). Analisando-se estas figuras, pode-se verificar que os
teores de carbono, enxofre e chumbo aumentam à medida que diminui o diâmetro final
das amostras. Esta variação ocorre devida ao fenômeno de segregação.
A análise do oxigênio e do nitrogênio foi realizada em três outras amostras
(amostras 4, 5 e 6) com diâmetro de 66 mm. Estes gases foram analisados na
superfície, a 28 mm da superfície e no núcleo de cada amostra, visando-se avaliar o
seu perfil de variação. Na Tabela 4.3, têm-se a média e o desvio-padrão dos resultados
desta análise. Baseando-se na Tabela 4.3, foi construído o gráfico da Figura 4.4, que
representa a variação do teor de oxigênio em função da profundidade das amostras.
Analisando-se esta figura, pode-se verificar que o teor de oxigênio aumenta à medida
que diminui o diâmetro final das amostras. Esta variação ocorre devida também ao
fenômeno de segregação.
Tabela 4.2 -
Média e desvio-padrão dos resultados da análise química de produto.
Porcentagem em peso de cada elemento (%)
C
Mn
P
S
Si
Diâmetro
final das
amostras
(mm)
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
64 0,067 0,001 1,12 0,00 0,0478 0,0008 0,279 0,001 0,01 0,00
60 0,069 0,001 1,12 0,00 0,0478 0,0008 0,286 0,001 0,01 0,00
58 0,070 0,001 1,12 0,01 0,0483 0,0000 0,290 0,001 0,01 0,00
54 0,070 0,001 1,12 0,01 0,0483 0,0000 0,295 0,002 0,01 0,00
52 0,071 0,001 1,12 0,01 0,0487 0,0008 0,301 0,002 0,01 0,00
50 0,071 0,002 1,13 0,01 0,0492 0,0008 0,303 0,001 0,01 0,00
48 0,071 0,002 1,13 0,01 0,0492 0,0008 0,306 0,002 0,01 0,01
46 0,071 0,002 1,13 0,00 0,0496 0,0000 0,306 0,002 0,01 0,01
44 0,071 0,002 1,13 0,00 0,0496 0,0000 0,307 0,002 0,01 0,01
42 0,071 0,002 1,13 0,01 0,0496 0,0000 0,309 0,002 0,01 0,01
40 0,071 0,002 1,13 0,01 0,0496 0,0000 0,309 0,003 0,02 0,01
38 0,075 0,005 1,14 0,01 0,0500 0,0008 0,310 0,002 0,02 0,00
36 0,079 0,004 1,14 0,00 0,0512 0,0014 0,312 0,002 0,02 0,00
Porcentagem em peso de cada elemento (%)
Ni
Cr
Mo
Cu
Pb
Diâmetro
final das
amostras
(mm)
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
Média
Desvio-
Padrão
64 0,06 0,00 0,14 0,01 0,02 0,00 0,22 0,01 0,273 0,003
60 0,06 0,00 0,14 0,01 0,02 0,00 0,22 0,00 0,279 0,004
58 0,06 0,00 0,14 0,01 0,02 0,00 0,22 0,00 0,281 0,004
54 0,06 0,00 0,14 0,01 0,02 0,00 0,22 0,00 0,286 0,008
52 0,06 0,00 0,14 0,01 0,02 0,00 0,22 0,00 0,288 0,006
50 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,22 0,00 0,292 0,005
48 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,22 0,00 0,293 0,005
46 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,22 0,00 0,294 0,004
44 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,22 0,00 0,296 0,004
42 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,22 0,00 0,297 0,004
40 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,22 0,01 0,299 0,004
38 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,23 0,01 0,301 0,002
36 0,06 0,00 0,14 0,00 0,02 0,00 0,23 0,00 0,302 0,001
Variação do teor de carbono em função do diâmetro final da
amostra
0,065
0,070
0,075
0,080
0,085
64 60 58 54 52 50 48 46 44 42 40 38 36
Diâmetro final da amostra (mm)
Teor de carbono (%)
Amostra 1
Amostra 2
Amostra 3
Média
Figura 4.1
-
Variação do teor de carbono em função do diâmetro final da amostra.
Variação do teor de enxofre em função do diâmetro final da
amostra
0,275
0,285
0,295
0,305
0,315
64 60 58 54 52 50 48 46 44 42 40 38 36
Diâmetro final da amostra (mm)
Teor de enxofre (%)
Amostra 1
Amostra 2
Amostra 3
Média
Figura 4.2
-
Variação do teor de enxofre em função do diâmetro final da amostra.
Variação do teor de chumbo em função do diâmetro final da
amostra
0,270
0,280
0,290
0,300
0,310
64 60 58 54 52 50 48 46 44 42 40 38 36
Diâmetro final da amostra (mm)
Teor de chumbo (%)
Amostra 1
Amostra 2
Amostra 3
Média
Figura 4.3
-
Variação do teor de chumbo em função da profundidade da amostra.
Considerando-se os resultados das análises químicas realizadas nas amostras 1,
2 e 3, pode-se verificar que os teores de carbono, fósforo, enxofre, silício e chumbo
apresentaram uma considerável variação a partir da superfície em direção ao núcleo.
Por outro lado, os teores de manganês, níquel, cromo, molibdênio e cobre
permaneceram praticamente constantes nas análises realizadas.
C
omparando-se a média dos resultados das análises químicas realizadas nas
amostras com diâmetro final de, respectivamente, 36 e 64 mm, pode-se constatar que:
o teor de carbono é 17% maior; o teor de enxofre é 12% maior; o teor de fósforo é 7%
maior e o teor de chumbo é 11% maior. Esta variação ocorre devida ao fenômeno de
segregação.
Tabela 4.3 -
Média e desvio-padrão dos resultados das análises de oxigênio e
nitrogênio.
Peso em ppm de cada elemento
O
2
N
2
Superfície
28 mm da
superfície
Núcleo
Superfície
28 mm da
superfície
Núcleo
Média
128 136 144 73 74 77
Desvio-padrão 3 0 1 1 1 1
Variação do teor de oxigênio em função da profundidade da
amostra
125
130
135
140
145
Superficie 28 mm da superfície Núcleo
Profundidade da amostra
Teor de O
2
(ppm)
Amostra 4
Amostra 5
Amostra 6
Média
Figura 4.4
-
Variação do teor de oxigênio em função da profundidade da amostra.
Considerando-se os resultados da análise do oxigênio e do nitrogênio realizada
nas amostras 4, 5 e 6, pode-se verificar que o teor de oxigênio apresentou uma
considerável variação a partir da superfície em direção ao núcleo. Por outro lado, o
teor de nitrogênio praticamente não variou na análise realizada.
Analisando-se a média dos resultados da análise de oxigênio, pode-se constatar
que: houve uma variação de 13%, quando se compara o núcleo com a superfície e
houve uma variação de 6%, quando se compara o teor de oxigênio na superfície e o
teor de oxigênio a uma profundidade de 28 mm da superfície. Esta variação ocorre
devida também ao fenômeno de segregação.
4.2 RESULTADOS DOS ENSAIOS MECÂNICOS
Na Tabela 4.4, têm-se a média e o desvio-padrão dos resultados dos ensaios de
tração. Na Tabela 4.5, têm-se, respectivamente, os resultados dos ensaios de dureza e a
média destes resultados. Estes ensaios mecânicos foram realizados visando-se
caracterizar mecanicamente o material utilizado nos ensaios de usinabilidade.
Tabela 4.4 -
Média e desvio-padrão dos resultados dos ensaios de tração.
Resistência à
tração (MPa)
Limite de
escoamento (MPa)
Redução de
área (%)
Alongamento
(%)
Média 420 279 57,8 28,4
Desvio-padrão
7 22 1,1 2,0
Tabela 4.5 -
Média e desvio-padrão dos resultados dos ensaios de dureza.
Dureza na superfície
(HB)
Dureza a 28 mm da
superfície (HB)
Dureza no núcleo
(HB)
Média 114 119 125
Desvio-padrão
1 1 1
Quando se consideram os resultados dos ensaios de dureza realizados nas
amostras 7, 8 e 9, pode-se verificar que a dureza é maior no núcleo do que em relação
à superfície. Avaliando-se a média destes resultados, verifica-se que a dureza no
núcleo é cerca de 10% maior do que a dureza na superfície. Este perfil de variação da
dureza está relacionado basicamente com a variação do teor de carbono existente nas
amostras.
4.3 RESULTADOS DOS ENSAIOS METALOGRÁFICOS
Os ensaios metalográficos foram realizados basicamente com o objetivo de
avaliar o tamanho de grão austenítico e os principais tipos de microconstituintes e de
inclusões presentes no aço estudado.
Na Figura 4.5, tem-se a foto dos principais microconstituintes presentes nos
aços ressulfurados baixo-carbono com adição de chumbo (análise da amostra 12):
ferrita e perlita. Em aços de corte fácil baixo-carbono, a microestrutura mais favorável
à usinagem é a constituída por ferrita e perlita fina (DOANE, 1988).
O tamanho de grão austenítico pode ser verificado na foto da Figura 4.6 (análise
da amostra 10). O aço estudado apresentou tamanho de grão austenítico 5 e 4
(tamanho de grão grosso), conforme a norma ASTM E112. O tamanho de grão
austenítico foi avaliado para caracterização do aço em termos de medição da textura
granular.
Figura 4.5 -
Principais microconstituintes presentes nos aços ressulfurados baixo-
carbono com adição de chumbo: ferrita e perlita. Ataque: Nital 2%.
Figura 4.6
-
Foto do tamanho de grão austenítico. Ataque: Picrato de sódio.
A análise de microinclusões não-metálicas foi realizada na superfície, a 28 mm
da superfície e no núcleo de seis amostras diferentes (amostras 10, 11, 12, 13, 14 e 15).
Esta análise foi realizada com o objetivo de caracterizar este tipo de microinclusões,
pois com relação ao seu efeito sobre a usinabilidade, evidências experimentais
(MARSTON; MURRAY, 1970) mostram que aços contendo sulfetos globulares
apresentam melhor usinabilidade do que aços com sulfetos finos e alongados. Os
sulfetos globulares possuem maior fração volumétrica efetiva, o que lhes possibilita
maior efeito lubrificante.
Os resultados da análise de microinclusões não-metálicas, feita conforme a
norma SEP 1572, encontram-se na Tabela 4.6. Nesta tabela, também se pode verificar
o fator de forma (L/W) das microinclusões não-metálicas, através da medição de seus
comprimentos e larguras.
Tabela 4.6 -
Resultado da análise de microinclusões não-metálicas, conforme a norma
SEP 1572.
Classificação L/W (fator de forma)*
Amostras
Superfície 28 mm da
superfície
Núcleo Superfície
28 mm da
superfície
Núcleo
10 2,1 2,2 2,2 3,00 2,20 1,92
11 2,1 2,2 2,2 2,77 1,95 1,67
12 2,1 2,2 2,2 2,19 2,03 1,90
13 2,1 2,2 2,2 2,75 1,90 1,66
14 2,0 2,2 2,2 2,95 2,15 1,93
15 2,0 2,2 2,2 2,18 2,00 1,91
L = Comprimento das microinclusões não-metálicas
*
W = Largura das microinclusões não-metálicas
Nas Figuras 4.7, 4.8 e 4.9, têm-se as fotos das microinclusões não-metálicas
encontradas na superfície, a 28 mm da superfície e no núcleo da amostra 11. Devido
ao seu aspecto e coloração (cinzenta) (COLPAERT, 2000), estas microinclusões não-
metálicas são do tipo sulfeto de manganês. A partir das fotos e dos resultados da
Tabela 4.6, pode-se constatar que as microinclusões de sulfeto de manganês são mais
globulares no núcleo e a 28 mm da superfície das amostras.
Quanto à análise das microinclusões metálicas realizada na superfície, a 28 mm
da superfície e no núcleo das amostras 10, 11, 12, 13, 14 e 15, verifica-se que no
núcleo e a 28 mm da superfície há uma maior quantidade de microinclusões grandes
de chumbo e mais homogeneamente distribuídas. Esta constatação pode ser verificada
por meio das Figuras 4.7, 4.8 e 4.9. Quando observadas em microscópio, as
microinclusões de chumbo se apresentam com uma coloração escura (COLPAERT,
2000).
Figura 4.7 -
Foto das microinclusões encontradas na superfície da amostra 11.
Sem ataque.
Figura 4.8
-
Foto das microinclusões encontradas a 28 mm da superfície da amostra
11. Sem ataque.
Microinclusões de
sulfeto de manganês
Microinclusões de
chumbo
Microinclusões de
chumbo
Microinclusões de
sulfeto de manganês
Figura 4.9 -
Foto das microinclusões encontradas no núcleo da amostra 11.
Sem ataque.
Com o objetivo de se confirmar a composição química das microinclusões
encontradas no aço, realizou-se microscopia eletrônica de varredura na região do
núcleo da amostra 11. A análise química foi feita em duas microinclusões da amostra
11 (microinclusões 1 e 2), cuja identificação pode ser vista na Figura 4.10.
Figura 4.10
-
Foto
da
s
microinclusões 1 e 2 no núcleo da amostra 11
.
Sem ataque.
Microinclusõe
s de
chumbo
Microinclusões de
sulfeto de manganês
Nas Figuras 4.11 e 4.12, têm-se, respectivamente, os espectros de Raios-X das
microinclusões 1 e 2.
Figura 4.11
-
Espectro de Raios-X da microinclusão 1.
Figura 4.12
-
Espectro de Raios-X da microinclusão 2.
Por meio da análise dos espectros de Raios-X, pode-se verificar que a
microinclusão 1 é uma microinclusão não–metálica de sulfeto de manganês e a
microinclusão 2 é uma microinclusão metálica de chumbo. Segundo a teoria, a
combinação de chumbo e sulfeto de manganês tem-se mostrado como sendo a que
proporciona a maior usinabilidade nos aços (WARKE; BREYER, 1971; PIMENTEL;
PRADO; MIYADA, 2004).
4.4 RESULTADOS DOS ENSAIOS DE USINABILIDADE
Nas Tabelas de 4.7 a 4.19, têm-se os resultados da medição do desgaste máximo
de flanco (V
Bmax
) de cada ferramenta de corte bem como a distância percorrida por ela
em cada ensaio de usinabilidade. Nestas tabelas, ainda pode ser encontrado o diâmetro
final dos corpos-de-prova utilizados em cada ensaio.
Na Figura 4.13, tem-se o gráfico do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte em função do percurso de corte (lc) realizado em cada ensaio de
usinabilidade.
Tabela 4.7 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 1° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 64 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
1340 0,193 6432 0,390
2680 0,252 6968 0,432
4020 0,274 7504 0,481
4556 0,312 8040 0,492
5360 0,331 8844 0,497
5896 0,353
9648 0,558
Tabela 4.8 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 2° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 60 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
753 0,203 5271 0,315
1506 0,213 6024 0,340
2259 0,239 6777 0,360
3012 0,249 7530 0,401
3765 0,274 8283 0,431
4518 0,289 9036 0,442
Tabela 4.9 -
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 3° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 58 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
729 0,178
5103 0,274
1458 0,198
5832 0,305
2187 0,213
6561 0,325
2916 0,228
7290 0,34
3645 0,249
8019 0,360
4374 0,259
8748 0,381
Tabela 4.10
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 4° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 54 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
678 0,092 4068 0,142
7458 0,192
1356 0,102 4746 0,168
8136 0,194
2034 0,113 5424 0,178
8814 0,196
2712 0,122 6102 0,182
9492 0,198
3390 0,132 6780 0,188
10170 0,218
Tabela 4.11
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 5° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 52 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
654 0,081 3924 0,121 7194 0,162
1308 0,090 4578 0,130 7848 0,173
1962 0,096 5232 0,137 8502 0,178
2616 0,107 5886 0,147 9156 0,183
3270 0,116 6540 0,152 9810 0,200
Tabela 4.12
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 6° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 50 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
627 0,054 3762 0,102 6897 0,142
1254 0,065 4389 0,112 7524 0,154
1881 0,081 5016 0,118 8151 0,168
2508 0,086 5643 0,123 8778 0,178
3135 0,096 6270 0,132 9405 0,190
Tabela 4.13
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 7° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 48 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
603 0,050 3618 0,096 6633 0,132
1206 0,060 4221 0,107 7236 0,142
1809 0,070 4824 0,110 7839 0,148
2412 0,075 5427 0,117 8442 0,152
3015 0,081 6030 0,120 9045 0,168
Tabela 4.14
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 8° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 46 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
579 0,032 3474 0,081 6369 0,111
1158 0,042 4053 0,092 6948 0,127
1737 0,060 4632 0,095 7527 0,132
2316 0,061 5211 0,102 8106 0,140
2895 0,072 5790 0,106 8685 0,149
Tabela 4.15
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 9° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 44 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
552 0,030 3312 0,070 6072 0,102
1104 0,036 3864 0,076 6624 0,112
1656 0,051 4416 0,081 7176 0,122
2208 0,055 4968 0,087 7728 0,128
2760 0,066 5520 0,096 8280 0,132
Tabela 4.16
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 10° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 42 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
528 0,030 3168 0,068 5808 0,096
1056 0,035 3696 0,071 6336 0,107
1584 0,046 4224 0,080 6864 0,117
2112 0,050 4752 0,086 7392 0,122
2640 0,065 5280 0,090 7920 0,126
Tabela 4.17
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 11° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 40 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
504 0,030 3024 0,060 5544 0,086
1008 0,035 3528 0,066 6048 0,096
1512 0,041 4032 0,071 6552 0,102
2016 0,045 4536 0,076 7056 0,110
2520 0,055 5040 0,081 7560 0,117
Tabela 4.18
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 12° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 38 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
477 0,025 2862 0,051 5247 0,076
954 0,030 3339 0,056 5724 0,081
1431 0,036 3816 0,061 6201 0,091
1908 0,040 4293 0,066 6678 0,100
2385 0,044 4770 0,071 7155 0,107
Tabela 4.19
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte no 13° ensaio de usinabilidade.
Diâmetro final dos corpos-de-prova = 36 mm
lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm) lc (m) V
Bmax
(mm)
453 0,025 2718 0,046 4983 0,068
906 0,030 3171 0,051 5436 0,071
1359 0,035 3624 0,056 5889 0,076
1812 0,038 4077 0,060 6342 0,081
2265 0,041 4530 0,065 6795 0,096
0 2000 4000 6000 8000 10000
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
Percurso de corte (m)
Desgaste máximo de flanco (VBmax) x Percurso de corte (lc)
Desgaste VBmax (mm)
1° ensaio
2° ensaio
3° ensaio
4° ensaio
5° ensaio
6° ensaio
7° ensaio
8° ensaio
9° ensaio
10° ensaio
11° ensaio
12° ensaio
13° ensaio
Figura 4.13
-
Resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de
corte em função do percurso de corte.
Por meio dos resultados da medição do desgaste máximo de flanco de cada
ferramenta de corte, pode-se constatar que o desgaste da ferramenta de corte aumenta à
medida que aumenta a distância percorrida por ela. Considerando-se ainda estes
resultados, verifica-se que o incremento de aumento do desgaste da ferramenta de
corte foi maior no 1° ensaio e menor no 13° ensaio. Neste trabalho, a usinabilidade do
material será avaliada através do desgaste máximo de flanco da ferramenta de corte, ou
seja, quanto menor o desgaste de flanco da ferramenta de corte, melhor será a
usinabilidade. Assim, levando-se em consideração este critério, pode-se afirmar que a
usinabilidade do material foi maior no 13° ensaio do que em relação ao 1° ensaio. Esta
diferença de comportamento ocorre basicamente devido à variação de composição
química (principalmente, carbono, enxofre, oxigênio e chumbo) e variação no formato
das microinclusões de sulfeto de manganês ao longo do diâmetro dos corpos-de-prova.
Na Tabela 4.20, têm-se os resultados do desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte após um percurso de corte de 6000 m em cada ensaio de
usinabilidade. Na Figura 4.14, tem-se o gráfico do desgaste máximo de flanco da
ferramenta de corte (após um percurso de corte de 6000 m) em função do diâmetro
final dos corpos-de-prova de cada ensaio de usinabilidade. A Tabela 4.20 e a Figura
4.14 foram elaboradas com o objetivo de avaliar o perfil de variação da usinabilidade
em função do diâmetro dos corpos-de-prova.
Tabela 4.20
-
Desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de corte após um
percurso de corte de 6000 m.
Ensaio de
usinabilidade
Diâmetro inicial dos
CDP’s (mm)
Diâmetro final dos
CDP’s (mm)
Desgaste máximo de
flanco (V
Bmax
) da
ferramenta de corte
após 6000 m (mm)
1° 66 64
0,360
2° 62 60
0,339
3° 60 58
0,310
4° 56 54
0,181
5° 54 52
0,148
6° 52 50
0,128
7° 50 48
0,120
8° 48 46
0,108
9° 46 44
0,101
10° 44 42
0,100
11° 42 40
0,095
12° 40 38
0,087
13° 38 36
0,077
35 40 45 50 55 60 65 70
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
Desgaste VBmax (após 6000 m) x Diâmetro final
Desgaste VBmax após 6000 m (mm)
Diâmetro final dos corpos-de-prova (mm)
Figura 4.14
-
Desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) da ferramenta de corte
(após 6000 m) em função do diâmetro final dos corpos-de-prova.
Avaliando-se o desgaste máximo de flanco (V
Bmax
) de cada ferramenta de corte
após um percurso de corte de 6000 m, pode-se verificar que o valor desta característica
reduz à medida que diminui o diâmetro final dos corpos-de-prova, ou seja, a
usinabilidade do material aumenta à medida que diminui o diâmetro final dos corpos-
de-prova. Considerando-se a Tabela 4.20, pode-se constatar que o desgaste da
ferramenta de corte no 13° ensaio de usinabilidade é cerca de 79% menor do que o
desgaste da ferramenta de corte no 1° ensaio. Esta diferença de usinabilidade ocorre
basicamente devida à variação de composição química (principalmente, carbono,
enxofre, oxigênio e chumbo) e variação no formato das microinclusões de sulfeto de
manganês ao longo do diâmetro dos corpos-de-prova.
A superfície dos corpos-de-prova com diâmetro final de 36 mm apresenta teor
de carbono em torno de 0,08%. Este valor, segundo a teoria (GARVEY; TATA, 1965),
representa o teor de carbono onde se tem o máximo índice de usinabilidade. A
variação do teor de carbono ao longo do diâmetro dos corpos-de-prova ocorre devida
ao fenômeno metalúrgico da segregação.
Os teores de enxofre na superfície dos corpos-de-prova com diâmetro final de
36 mm são maiores do que os teores de enxofre na superfície dos corpos-de-prova com
diâmetro final de 64 mm. A variação deste elemento químico foi de 12%. O enxofre
influencia fortemente na usinabilidade (BOULGER et al., 1957; SHAW; USUI;
SMITH, 1961; GARVEY; TATA, 1965; AYLWARD, 1973; BAS, 2000). Os teores de
enxofre variam ao longo do diâmetro dos corpos-de-prova devido ao fenômeno
metalúrgico da segregação.
Os teores de oxigênio no núcleo e na superfície dos corpos-de-prova com
diâmetro final de 36 mm são maiores do que os teores de oxigênio na superfície dos
corpos-de-prova com diâmetro final de 64 mm. A variação deste elemento químico foi
de, respectivamente, 13% e 6%. O oxigênio influencia na morfologia das
microinclusões de sulfeto de manganês, tornando-as mais globulares (MULLER;
ZIMMERMAN, 1966).
A superfície dos corpos-de-prova do 13° ensaio de usinabilidade apresenta
microinclusões de sulfeto de manganês mais globulares e mais homogeneamente
distribuídas do que as da superfície dos corpos-de-prova do 1° ensaio de usinabilidade.
Esta avaliação foi realizada por meio da medição do fator de forma (L/W) das
microinclusões de sulfeto de manganês. Segundo a teoria (MARSTON; MURRAY,
1970), as microinclusões de sulfeto de manganês globulares são mais favoráveis à
usinabilidade do que as microinclusões de sulfeto de manganês alongadas. As
microinclusões de sulfeto de manganês globulares apresentam maior fração
volumétrica efetiva, o que lhes possibilita um maior efeito lubrificante. Um maior
efeito lubrificante entre a ferramenta de corte e a peça usinada proporciona um menor
desgaste de flanco da ferramenta de corte.
Os teores de chumbo na superfície dos corpos-de-prova com diâmetro final de
36 mm são maiores do que os teores de chumbo na superfície dos corpos-de-prova
com diâmetro final de 64 mm. A variação deste elemento químico foi de 11%. O
chumbo está presente no aço SAE 12L14 sob a forma de microinclusões metálicas
isoladas ou associadas às microinclusões de sulfeto de manganês (GARVEY; TATA,
1965). A superfície dos corpos-de-prova do 13° ensaio de usinabilidade apresenta uma
maior quantidade de microinclusões grandes de chumbo e mais homogeneamente
distribuídas. Segundo a teoria, a combinação de chumbo e sulfeto de manganês tem-se
mostrado como sendo a que proporciona a maior usinabilidade nos aços (WARKE;
BREYER, 1971; PIMENTEL; PRADO; MIYADA, 2004). As microinclusões de
chumbo melhoram a usinabilidade por meio do seu efeito lubrificante, reduzindo o
atrito entre a ferramenta de corte e a peça usinada.
CAPÍTULO 5 CONCLUSÕES
A partir da caracterização microestrutural (realizada por meio de análise
química e análise do tipo, morfologia e distribuição das inclusões) e caracterização da
usinabilidade (realizada por meio da avaliação do desgaste máximo de flanco da
ferramenta de corte) de uma corrida de aço SAE 12L14 (aço de corte fácil com adição
de chumbo), pode-se concluir que:
• O aumento dos teores dos elementos químicos carbono, enxofre e chumbo ao
longo do diâmetro dos corpos-de-prova, ocasionado pelo fenômeno metalúrgico
da segregação, influencia fortemente no desgaste de flanco da ferramenta de
corte, mostrando-se benéfico à melhoria da usinabilidade;
• O menor desgaste de flanco da ferramenta de corte foi obtido na usinagem das
regiões dos corpos-de-prova com a maior quantidade de inclusões de sulfeto de
manganês globulares e mais homogeneamente distribuídas. Este fato comprova
que as inclusões de sulfeto de manganês globulares melhoram a usinabilidade
do aço.
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
• Avaliar o efeito de teores de carbono acima de 0,08% na usinabilidade do aço
SAE 12L14;
• Desenvolver aço de corte fácil baixo-carbono sem adição de chumbo, através da
otimização da composição química do aço SAE 1213;
• Desenvolver aço de corte fácil baixo-carbono sem adição de chumbo, através
do emprego da engenharia de inclusões;
• Utilizar simulação numérica para prever a usinabilidade de um aço de corte
fácil.
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6215: Produtos
siderúrgicos-Terminologia. Sistema Nacional de Metrologia, Normalização e
Qualidade Industrial, p. 1-27, 1986.
AMBLARD, M; LEGRAND, H. L’evolution du Four-Poche. La Revue de
Métallurgie, p.317, 1988.
AMELLING, D. et al. Stahl und Eisen, v.106, n.1, p. 35, 1986.
APPLE, C.A. The relationship between inclusions and the machinability of steel. In:
MECHANICAL WORK AND STEEL PROCESSING CONFERENCE, 31., 1989,
Chicago.
AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM E 8-04:
Standard test methods for tension testing of metallic materials. Annual Book of
ASTM Standards, v. 03.01, p. 62-85, 2005.
AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM E 10-01:
Standard test method for Brinell hardness of metallic materials. Annual Book of
ASTM Standards, v. 03.01, p. 119-127, 2005.
AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM E 112-96:
Standard test methods for determining average grain size. Annual Book of ASTM
Standards, v. 03.01, p. 267-292, 2005.
AYLWARD, P. T. Machinability as influenced by the composition, microstructure,
and cold extrusion of steel. Iron and Steel Engineer, New York, v. 5, n. 2, p. 261-
294, jan. 1973.
BAILEY, W. H. Iron &
&&
& Steelmaking, v.2, p. 72, 1977.
BARRETOS, M. S. Influência das inclusões metálicas de bismuto na tenacidade e
fadiga de um aço SAE 1045 com usinabilidade melhorada. 1999. 140f. Dissertação
(Mestrado em Engenharia Metalúrgica – Projetos e Materiais) – Escola de Engenharia,
Departamento de Engenharia Metalúrgica e dos Materiais, Universidade Federal do
Rio Grande do Sul, Porto Alegre, 1999.
BAS, J. Aços especiais de usinabilidade melhorada. In: USINAGEM 2000, FEIRA E
CONGRESSO, 2000, São Paulo. Anais... São Paulo: Aranda Eventos, 2000.
BELLOT, J. Propiedades mecânicas de los aceros de construción de maquinabilidad
mejorada. Rev. Metal. CENIM, Madrid, v. 14, n. 2, p. 63-81, 1978.
BERTRAND, C.; COUSO, J. Desarollo de aceros de construcción mecânica com
adición de bismuto para mejorar la maquinabilidad sin deteriorar otras características
de empleo. ECSC Informe EUR 16830 ES, 1998.
BERTRAND, C.; DEL SOLAR, M. Can we survive without leaded steels? In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON BEHAVIOUR OF MATERIALS IN
MACHINING, 4, 1998, New York. Proceedings… New York, 1998. p. 123-132.
BHATTACHARYA, D.; QUINTO, D. T. Mechanism of hot–shortness in leaded and
tellurized free-machining steels. Met. Transactions, v. 11, n. 6, p. 919-934, jun.
1980.
BOARETTO NETO, R. Aplicação de aço de corte fácil com adição de chumbo.
Disponível em:
<http://www.acosvic.com.br/contato>. Acesso em: 30 nov. 2005.
BOULGER, F. W. et al. Force relationships in the machining of low-carbon steels of
different sulphur contents. Transactions ASME, New York, v. 79, n. 1, p. 1155-1164,
1957.
BOULGER, F. W.; MOORHEAD, H. A.; GARVEY, T. M. Superior machinability of
MX explained. Iron Age, New York, v. 167, n. 5, p. 90, may. 1951.
CARNEY, D. J.; RUDOLPHY, E. C. Examination of high sulfur free-machining
ingot, bloom, and billet sections. Transactions AIME, v. 197, p. 99-1008, 1953.
CATANIOU, A. M. et al. Free cutting steels: na SEM and TEM study. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON BEHAVIOUR OF MATERIALS IN
MACHINING, 5, 2002, New York. Proceedings… New York, 2002. p. 241-244.
CHADWICK, G. A. Metallography of phase transformations. New York: Crane
Russak & Co, 1972. 320p.
CHALFANT, G. M. Revealing lead inclusions in leaded steel. Metal Progress, v.78,
n.3, p. 77-79, sept. 1960.
CHEVRAND, J. L. S. Aciaria elétrica. São Paulo: ABM, 2003. 308p.
COLPAERT, H. Micrografia. In: ___. Metalografia dos produtos siderúrgicos
comuns. São Paulo: Edgard Blücher, 2000. p. 121-198.
DAHL, W.; HENGSTENBERG, H.; DUREN, C. Stahl und Eisen, vol. 86, p. 782-
817, 1966.
DEIHMANN, W. Radex Rundschau, v.3, n.2, p. 455, 1971.
DESFORGES, C. D.; DUCKWORTH, W. E; RYAN, T. F. Manganese in ferrous
metallurgy. Manganese Centre, New York, v. 5, n. 1, p. 50-55, 1976.
DOANE, D.V. Softening
high hardenability steels for machining and cold forming. J.
Heat Treating, v. 6, n. 2, p. 97-109, 1988.
EVANGELISTA, N. et al. Usinabilidade dos aços de corte livre com inclusões
metálicas: Uma tecnologia CORFAC
®
. In: Congresso da ABM, 54, 1999, São Paulo.
Anais... São Paulo: ABM, 1999. p. 500-510.
FERRARESI, D. Fundamentos da usinagem dos metais. 9.ed. São Paulo: Edgard
Blücher, 1995. v.1, 751p.
FLEMINGS, M. Solidification processing. New York: Mc Graw-Hill, 1974. 315p.
FRUEHAN, R. J. Ladle metallurgy principles and practices. The Iron and Steel
Society Inc, p. 5, 1985.
GARCIA, C. I.; HUA, M.; DEARDO, A. J. Application of grain boundary engineering
in the development of green steel. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
BEHAVIOUR OF MATERIALS IN MACHINING, 5, 2002, New York.
Proceedings… New York, 2002. p. 215-226.
GARVEY, T. M.; TATA, H. J. Factors affecting the machinability of low-carbon free-
machining steels. Mechanical Working of Steel, New York, v. 2, n. 26, p. 99-132,
1965.
GAYE, H.; GROSJEAN, J. C.; RIBOUD, P. V. Modele d’estimations l’equilibre entre
metal liquide et laitiers basiques liquides. In:___. Donnés thermochimiques pour la
Siderurgie. IRSID, v. 2, 1982. p. 18.1-18.24.
HASSALL, G. J.; JACKAMAN, D. P.; HAWKINS, R. Phosphorus and sulphur
removal from liquid steel in ladle steelmaking processes. Ironmaking and
Steelmaking, v.18, n.5, p. 359, 1991.
JHA, G.; SHARMA, S. Development of free machining steels. Tools & Alloy Steels,
New York, p. 5-12, 1990.
KIESSLING, R. Inclusions belong to the systems MgO-SiO
2
-Al
2
O
3
, CaO-SiO
2
-Al
2
O
3
and related oxide systems. Sulphide inclusions. In:___. Non metallic inclusions in
steel. London: The metals society, 1978. p. 1-162.
MACLAREN, A. W.; OSWALD, L. W. Better machinability with MX steel. Iron
Age, New York, v. 165, n. 1, p. 86-88, feb. 1950.
MALMBERG, T.; RUNNSJÖ, G.; ARONSSON, B. The addition of selenium and
tellurium to carbon steels: Their recovery and effect on inclusions and machinability.
Scandinavian Journal of Metallurgy, vol. 3, p. 169-172, 1974.
MARSTON, G. J.; MURRAY, J. D. Machinability of low-carbon free-cutting steel.
Journal of The Iron and Steel Institute, New York, v. 208, n. 6, p. 568-575, 1970.
MISKULIN, M. Produção de aço de corte fácil com adição de chumbo na Aços
Villares S.A. Disponível em:
<http://www.villares.com.br/faleconosco>. Acesso em: 11 jul. 2005.
MOORE, J. J.; SHAH, N. A. Intl. Met. Rev., v.28, n.6, p. 338, 1983.
MULLER, C. A.; ZIMMERMAN, E. Effect of deoxidation processes on free-
machining steels. Arch. Eisenh., v. 37, p. 145-153, 1966.
MURPHY, D. W.; AYLWARD, P. T. Machinability of steel. New York: Gordon and
Breach Science Publishers, 1971. 39p.
PEHLKE, R. D. Unit process in extractive metallurgy. New York: American
Elsevier, 1973. 413p.
PIERSON, G. Free machining steels: Evolution of process and product performance.
Wire Journal International, v. 23, n.4, p. 40-45, 1990.
PIMENTEL, M. F.; PRADO, E. L.; MIYADA, K. Avaliação da usinabilidade dos aços
de corte fácil através da elaboração de curvas de usinabilidade (Curvas de Taylor) com
uso de ferramentas de corte de aço rápido. In: Congresso Anual da ABM, 60., 2004,
São Paulo. Anais... São Paulo: ABM, 2004. p. 3928-3936.
SOCIETY OF AUTOMOTIVE ENGINEERS. SAE J 403 – 2001: Chemical
compositions of SAE carbon steels. SAE Handbook, v. 1, p. 13-17, 2004.
SEP 1572. Mikroskopische prüfung von automatenstählen auf sulfidische
nichtmetallische einschlüsse mit bildreihen. 1971.
SHAW, M. C.; USUI, E.; SMITH, A. Free machining steel: cutting forces, surface
finish, and chip formation. Transactions ASME, New York, v. 83, n. 1, p. 181-193,
1961.
SHIIKI, K. et al. Development of shape-controlled-sulfide free machining steel for
application in automobile parts. SAE International, 2003.
SIDJANIN, L.; KOVAC, P. Fracture mechanisms in chip formation processes.
Materials Science and Technology, New York, v. 13, n. 5, p. 439-444, 1997.
SIMS, C. E.; FORGENG, W. D. Non metallic inclusions: Electric Furnace
Steelmaking. Transactions AIME, v. 2, n. 1, p. 35-47, 1967.
SMITH, G. V. Strain hardening. Metal Progress, New York, v.1, n.1, p.73-78, dec.
1970.
SOMEKAWA, M.; KAISO, M; MATSUSHIMA, Y. Free cutting non-leaded steels.
Kobelco Technology Review, CIDADE, n. 24, p. 9-13, 2001.
STEUBER, J. E. Current solutions to hydrogen problems in steels. ASM – Metal
Park, p. 55, 1982.
SUBRAMANIAN, S. V.; KAY, D. A. R. Microstructural engineering for enhanced
machinability. In: MECHANICAL WORK AND STEEL PROCESSING
CONFERENCE, 38, 1997, New York. Proceedings... New York, 1997. p. 125-135.
SUBRAMANIAN, S. V.; RAMANUJACHAR, K. Strategies to replace lead in free-
cutting steel. In: MECHANICAL WORK AND STEEL PROCESSING
CONFERENCE, 37, 1996, Hamilton. Proceedings... Hamilton, 1996. p. 341-353.
SUBRAMANIAN, S. V.; RAMANUJACHAR, K. Micromechanisms of tool wear in
machining free cutting steels. Wear, Hamilton, n. 197, p. 45-55, 1997.
SUBRAMANIAN et al. Inclusion engineering of steels for high speed machining.
CIM bulletin, Hamilton, v. 91, n.1021, p. 107-115, jun. 1998.
SUBRAMANIAN et al. Design of steels for high speed machining. Ironmaking and
Steelmaking, Hamilton, v.26, n.5, p. 333-338, 1999.
SUBRAMANIAN et al. Influence of microstructural softening events on chip
morphology and tool wear. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
BEHAVIOUR OF MATERIALS IN MACHINING, 5., 2002, Hamilton.
Proceedings... Hamilton, 2002. p. 201-211.
SUBRAMANIAN et al. Application of thermodynamic model for inclusion control in
steelmaking to improve the machinability of low carbon free cutting steels. Steel
Research Int., v.75, n.5, p. 314-321, 2004.
TILLER, W. et al. Acta Met, v.1, n.1, p. 428, 1953.
TROUP, G. B. An evaluation of the present understanding of metal cutting.
Metallurgical Guide to Machinability, New York, v.20, n.3, p. 66-73, oct. 1966.
WARKE, W. R.; BREYER, N. N. Effect of steel composition on lead embrittlement.
Journal of The Iron and Steel Institute, New York, v. 209, n. 10, p. 779-784, 1971.
WINEGARD, W. C. An introduction to the solidification of metals. London: Mc
Gannon, 1964. 211p.
YAGUCHI, H. Effect of soft additives (Pb/Bi) on machinability of low carbon
resulphurized free machining steels. Materials Science and Technology, New York,
v. 5, n. 3, p. 255-267, 1989.
YAGUCHI, H.; ONODERA, N. The effect of tellurium on the machinability of AISI
12L14+Te steel. Transactions of ISIJ, New York, v. 28, p. 1051-1059, 1998.
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo
