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ERNESTO PEDRO MALÈRE
ANÁLISE COMPARATIVA DE FERRAMENTAS CERÂMICAS NA
USINAGEM DE FERROS FUNDIDOS E AÇOS ENDURECIDOS
UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA
FACULDADE DE ENGENHARIA
DEPARTAMENTO DE PROJETOS E MATERIAIS
CAMPUS DE GUARATINGUETÁ
Dissertação apresentada à Faculdade de
Engenharia do Campus de Guaratinguetá,
Universidade Estadual Paulista, para a
obtenção do título de Mestre em Engenharia
Mecânica na área de Projetos e Materiais.
Orientador: Prof. Dr. Marcos Valério Ribeiro
Guaratinguetá
2006
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2
DADOS CURRICULARES
ERNESTO PEDRO MALÈRE
NASCIMENTO 10.01.1946 – AZUL/ PCIA. BS. AS./ ARGENTINA
FILIAÇÃO José Maria Pedro Malère
Maria Dibos de Malère
1963/1968 Engenharia Mecânica
Facultad de Ingeniería- Universidad Nacional de La Plata
Argentina
Revalidação pela USP, São Paulo.
1974/1976 Curso de Pós Graduação em Administração de Empresas, Fundação
Getúlio Vargas- São Paulo
2003/2005 Curso de Pós Graduação em Engenharia Mecânica, nível de
Mestrado na Faculdade de Engenharia do Campus de Guaratinguetá
da UNESP
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3
AGRADECIMENTOS
Agradeço:
Ao Prof. Dr. Marcos Valério Ribeiro, meu orientador, pelo paciente
aconselhamento e pela permanente e afável disponibilidade.
À UNESP, Campus de Guaratinguetá de uma forma geral, na pessoa das suas
autoridades, professores e pessoal de apóio, por ter- me propiciado esta singela
oportunidade de crescimento.
À Diretoria da Aços Villares, Srs. Verástegui e Miguel A. Carvalho, pela
autorização para a elaboração desta dissertação incluindo dados práticos colhidos na
realidade da fábrica.
Aos colegas da Aços Villares: Dalton, Jorge, Ricardo, João Carlos, André,
Jefferson, Paulo Roberto, Décio, Paulo Roberto e outros do chão da fábrica, pela boa
vontade no fornecimento de dados e opiniões.
A minha esposa Claudia e filhos Luiz e João, pela compreensão durante este
período em que lhes dediquei menor atenção do que habitualmente.
4
MALÈRE, E.P. ANÁLISE COMPARATIVA DE FERRAMENTAS CERÂMICAS
NA USINAGEM DE FERROS FUNDIDOS E AÇOS ENDURECIDOS, 2006, 153 f.
Dissertação (Mestrado em Projetos e Materiais) – Faculdade de Engenharia do Campus
de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá, 2006
RESUMO
Esta dissertação focaliza a substituição das ferramentas inicialmente utilizadas de
metal duro, por outras de cerâmica, no processo de torneamento de cilindros de
laminação. Exceto no desbaste da superfície bruta de forjamento ou fundição, as
ferramentas de cerâmica substituiram as de metal duro diminuindo o tempo do
torneamento. O maior ganho de produtividade foi observado na mesa de trabalho dos
cilindros, que é a região mais dura dos mesmos e que menor usinabilidade oferece. Em
tabelas referenciadas ao longo do texto, são mostrados os parâmetros de corte utilizados
nos processos principais de torneamento longitudinal com aplicação de ferramentas de
metal duro, e também com as ferramentas de cerâmica que as substituiram. Foram
realizadas observações práticas sobre o desgaste das cerâmicas, objetivando fornecer
idéias para racionalizar seu consumo.
PALAVRAS- CHAVE: Ferramentas cerâmicas, ferros fundidos, aços
endurecidos, desgaste, produtividade.
5
MALÈRE, E.P. COMPARATIVE ANALYSIS OF CERAMIC TOOLS ON THE
MACHINING OF HARDENED CAST IRONS AND STEELS, 2006, 153 p.
Dissertação (Mestrado em Projetos e Materiais) – Faculdade de Engenharia do Campus
de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá, 2006
ABSTRACT
This dissertation focuses some aspects on the substitution of the initially used
carbide inserts by ceramic inserts, in the turning processes on a roll (for rolling mills)
machining shop. Excluding some of the rough machining on the as cast or as forged
surface, the ceramic tools took the task of the carbides decreasing the machining times.
The largest productivity gains were obtained in the table of the rolls, which is the hardest
region of the roll with the lowest machinability. Within the tables referred along the text,
the cutting parameters of the longitudinal turning processes are shown in both cases: with
carbides and with their substitutes, the ceramic inserts. The wear mechanism of the
ceramic inserts was observed, in order to provide ideas to rationalize its use.
KEYWORDS: machining, ceramic tools, cast irons, hardened steels, wear,
productivity
6
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS
LISTA DE TABELAS
TABELA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
TABELA DE SÍMBOLOS
1 INTRODUÇÃO ....................................................................................... 17
1.1 EVOLUÇÃO DOS CILINDROS DE LAMINAÇÃO ..................................... 17
1.2 JUSTIFICATIVAS DO TRABALHO.............................................................. 18
1.3 OBJETIVO DA DISSERTAÇÃO .................................................................... 19
1.4 CARÁTER DA DISSERTAÇÃO..................................................................... 19
2 MATERIAIS............................................................................................ 21
2.1 GENERALIDADES SOBRE OS MATERIAIS EM USINAGEM ................. 21
2.2 USINAGEM DE PRODUÇÃO ........................................................................ 22
2.3 MATERIAIS DE CORTE ................................................................................ 24
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................ 28
3.1 PROPRIEDADES DOS MATERIAIS DE CORTE USUAIS EMPREGADOS
EM USINAGEM ...................................................................................................................... 28
3.2 DESCRIÇÃO DOS MATERIAIS DE CORTE USUAIS: ............................... 30
3.3 BREVE HISTÓRICO DE DESENVOLVIMENTO DAS FERRAMENTAS
CERÂMICAS .......................................................................................................................... 32
3.4 PROCESSO DE FABRICAÇÃO DAS CERÂMICAS.................................... 35
3.5 TIPOS DE CERÂMICAS................................................................................. 36
3.6 NITRETO DE SILÍCIO E DERIVADOS: ....................................................... 38
3.7 CARACTERÍSTICAS DAS FERRAMENTAS DE CERÂMICA .................. 42
7
3.8 COMPARAÇÃO DE DUREZAS..................................................................... 45
3.9 USINAGEM DE FERROS FUNDIDOS.......................................................... 46
3.10 USINAGEM DE AÇOS ................................................................................... 47
3.11 MODOS DE FALHA E DESGASTE NAS FERRAMENTAS CERÂMICAS48
3.12 CORRELAÇÃO ENTRE DESGASTE E SOLUBILIDADE. ......................... 57
4 DESCRIÇÃO DOS PROCESSOS DE PRODUÇÃO............................. 62
4.1 TORNOS........................................................................................................... 62
4.2 INSERTOS DE CORTE................................................................................... 64
4.2.1 Porta- ferramentas....................................................................................64
4.2.2 Afiação da aresta de corte dos insertos cerâmicos...................................67
4.2.3 Materiais constituintes dos insertos cerâmicos:.......................................68
4.3 TIPOS DE MATERIAIS EM USINAGEM: .................................................... 70
4.3.1 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a frio (LTF): ....................70
4.3.2 Cilindros de encosto para laminação de tiras a frio ou a quente (BUR):.71
4.3.3 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a quente (FHW), ferro
fundido de coquilhamento indefinido, com núcleo de ferro fundido nodular............72
4.3.4 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a quente (FHW), ferro
fundido tipo Alto Cromo (17% Cr). ...........................................................................74
4.3.5 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a quente (FHW), tipo Aço
Rápido fundido. ..........................................................................................................75
4.3.6 Cilindros de trabalho para laminação de não planos a quente (WR em
ferro fundido centrifugados e Nodulares)...................................................................77
4.4 PROCESSOS DE TORNEAMENTO LONGITUDINAL ............................... 78
4.4.1 Desbaste de mesa FHW e PM..................................................................78
4.4.2 Acabamento de mesa ...............................................................................81
4.4.3 Desbaste do raio da mesa e pescoços.......................................................82
4.4.4 Desbaste final e acabamento de pescoços................................................83
8
4.4.5 Desbaste dos cilindros WR ......................................................................84
4.4.6 Acabamento de mesa e pescoços dos cilindros WR e Nodulite ..............87
4.5 PROCESSOS DE TORNEAMENTO LONGITUDINAL PARA DESBASTE E
ACABAMENTO DE CILINDROS FORJADOS LTF E BUR................................................ 88
4.5.1 Processo de forjamento de cilindros LTF e torneamento de desbaste da
mesa e pescoços; torneamento de acabamento antes de têmpera...............................88
4.5.2 Acabamento dos pescoços e da mesa de cilindros LTF após têmpera ....91
4.5.3 Processo de forjamento de cilindros BUR e torneamento de desbaste da
mesa e pescoços..........................................................................................................93
4.5.4 Desbaste e Acabamento da mesa de cilindros BUR após têmpera;
acabamento dos pescoços ...........................................................................................95
4.6 REALIZAÇÃO DAS IMAGENS DE DESGASTE......................................... 97
5 RESULTADOS........................................................................................ 98
5.1 DESGASTE DOS INSERTOS DE CERÂMICA MISTA NA USINAGEM DE
LTFS (AÇO FORJADO).......................................................................................................... 98
5.1.1 Insertos RCMA 321900 T em cilindros de aço forjado LTF...................98
5.1.2 Seqüências típicas de desgaste dos insertos RCMA 311900 T em
cilindros LTF ............................................................................................................108
5.1.3 Insertos SNG 12800 T, cerâmica mista, antes e depois da têmpera, em
cilindros LTF. ...........................................................................................................111
5.2 DESGASTE DOS INSERTOS DE CERÂMICA NOS CILINDROS FHW
(FERRO FUNDIDO).............................................................................................................. 115
5.2.1 Insertos RCMA 311900 T......................................................................115
5.2.2 Seqüência típica de desgaste em ferramenta RCMA de cerâmica mista,
em usinagem de ferro fundido CI80. ........................................................................119
5.2.3 Insertos SNG 12800 T, acabamento de mesa de FHW..........................120
5.2.4 Desgaste dos insertos de cerâmica LNU em desbaste de pescoços de ferro
nodular de cilindros FHW. .......................................................................................122
9
5.2.5 Observações sobre o desgaste dos insertos LNU 6688T .......................126
5.2.6 Seqüência típica de desgaste em inserto LNU, no desbaste de pescoços
de ferro nodular.........................................................................................................127
5.2.7 Observação do desgaste de insertos RCMA, SNG e LNU fraturados...128
5.3 PARÂMETROS DE PROCESSO PARA METAL DURO E CERÂMICA.. 128
5.4 MORFOLOGIA DOS CAVACOS................................................................. 136
5.5 CONSIDERAÇÕES SOBRE A MORFOLOGIA DOS CAVACOS............. 141
5.6 CONSIDERAÇÕES SOBRE CONSUMO E CUSTO DE INSERTOS ........ 141
6 CONCLUSÃO ....................................................................................... 145
7 BIBLIOGRAFIA CONSULTADA ....................................................... 147
8 APÊNDICE............................................................................................ 150
9 GLOSSÁRIO ......................................................................................... 153
10
LISTA DE FIGURAS
Figura 1-Arranjo típico de laminador para produtos planos..............................................18
Figura 2-Representação gráfica de resistência à deformação a quente vs. resistência à
fratura em materiais de corte usuais. ....................................................................29
Figura 3-Representação gráfica da dureza vs. tenacidade em materiais de corte usuais...30
Figura 4-Quadro de cronologia de ferramentas de corte desde aço carbono até nitreto de
silício.....................................................................................................................34
Figura 5- Sinterização ........................................................................................................35
Figura 6-Afiação de arestas de corte e estilos de insertos ordenados de menor para maior
resistência mecânica. ............................................................................................44
Figura 7-Representação dos desgastes em um inserto.......................................................49
Figura 8-Trincas em cerâmica pela ação de corpos duros (penetradores).........................52
Figura 9-Pares de interação cerâmica- ligas de ferro.........................................................55
Figura 10-Influência dos teores dos elementos de liga sobre o coeficiente de atividade do
nitrogênio..............................................................................................................56
Figura 11- Desgaste-de cratera em diferentes SiAlONs....................................................59
Figura 12-Torno Binns 30”, com 750 mm de diâmetro admissível, 7000 mm entre pontas
..............................................................................................................................63
Figura 13-Torno MFD, com 3.750 mm de diâmetro admissível, 15.000 mm entre pontas.
..............................................................................................................................63
Figura 14-Insertos RCMA 321900 T, LNU 6688 T e SNG 12800 T................................64
Figura 15-- Inserto LNU 6688T.........................................................................................65
Figura 16-Inserto RCMA 321900T ...................................................................................66
Figura 17-Inserto SNG- 12800 T.......................................................................................66
Figura 18-Afiação da aresta principal de corte com chanfro e arredondamento..............67
Figura 19-Porta- ferramentas para inserto SNG 12800 T..................................................68
Figura 20- Porta-ferramentas para insertos LNU e RCMA:..............................................68
Figura 21-Microfotografia de inserto em cerâmica mista .................................................69
11
Figura 22-Microfotografia de inserto de nitreto de silício.................................................69
Figura 23-Fotomicrografia LTF.........................................................................................70
Figura 24-Fotomicrografia BUR........................................................................................71
Figura 25-Fotomicrografia FHW.......................................................................................72
Figura 26-Fotomicrografia FHW.......................................................................................73
Figura 27-Fotomicrografia de pescoço em ferro fundido nodular.....................................74
Figura 28-Fotomicrografia Alto Cromo FHW...................................................................75
Figura 29-Fotomicrografia Aço Rápido FHW...................................................................76
Figura 30-Fotomicrografia Aço Rápido FHW...................................................................76
Figura 31-Desbaste de mesa FHW ....................................................................................79
Figura 32-Superfície bruta de fundição de cilindro FHW .................................................80
Figura 33-Superfície bruta de fundição de cilindro PM ....................................................81
Figura 34-Passe do acabamento da mesa FHW.................................................................82
Figura 35-- Desbaste do raio da mesa e pescoços FHW,...................................................82
Figura 36-Desbaste de pescoços FHW, na direção do centro............................................83
Figura 37-Acabamento dos cilindros FHW .......................................................................84
Figura 38-Superfície dos cilindros WR antes da usinagem...............................................85
Figura 39-Desbaste de mesa WR e Nodulites....................................................................86
Figura 40-Desbaste de pescoços WR e Nodulite...............................................................86
Figura 41-Acabamento da mesa WR e Nodulite. ..............................................................87
Figura 42-Acabamento de pescoços de cilindros WR e Nodulite .....................................87
Figura 43-Superfície característica de cilindro LTF bruto de forjamento.........................89
Figura 44-Desbaste da mesa LTF ......................................................................................89
Figura 45-Desbaste de pescoços LTF ................................................................................90
Figura 46-Acabamento de pescoços e face da mesa antes da têmpera..............................90
Figura 47-Acabamento de mesa de cilindros LTF antes da têmpera.................................91
Figura 48-Acabamento do pescoço e face da mesa LTF após tempera.............................92
Figura 49-Acabamento de mesa LTF após tempera ..........................................................93
Figura 50-Desbaste de mesa BUR .....................................................................................94
12
Figura 51-Acabamento do diâmetro de mesa antes da têmpera ........................................94
Figura 52-Desbaste diâmetro da mesa após têmpera.........................................................95
Figura 53-Acabamento da mesa BUR ...............................................................................95
Figura 54-Acabamento da mesa BUR ...............................................................................96
Figura 55-Estereomicroscópio Leica GZ6.........................................................................97
Figura 56- Microscópio invertido Zeiss.............................................................................97
Figura 57-Vista normal à superfície de saída em inserto RCMA. Sugestão de cratera.....99
Figura 58-Marcas na superfície de saída de inserto RCMA............................................100
Figura 59- Diferentes profundidades de usinagem e avanços em ferramenta RCMA. ...101
Figura 60- Desgaste da ferramenta RCMA, região de maior espessura de corte. ...........102
Figura 61- Inserto RCMA com marcas dentro do início de cratera.................................103
Figura 62- Inserto RCMA. Fratura na região de maior espessura de corte. ....................104
Figura 63- Inserto RCMA, região de maior espessura de cavaco. ..................................105
Figura 64-Inserto RCMA após corte com profundidades de usinagem diferentes..........106
Figura 65- Inserto RCMA com lascamentos nas superfícies de saída e folga.................107
Figura 66-Lascamentos na aresta de corte em ferramenta RCMA..................................108
Figura 67-Seqüência de desgaste em insertos RCMA, em LTF não temperado. ............109
Figura 68- Seqüência típica de inserto RCMA em usinagem de aço LTF temperado. ...110
Figura 69- Inserto SNG. Desgaste por lascamentos acumulados, cratera e entalhes, em
material não temperado.......................................................................................112
Figura 70- Desgaste de cratera em inserto SNG..............................................................113
Figura 71-Lascamentos em inserto SNG em cilindro LTF temperado............................114
Figura 72- Desgaste de folga por lascamento em inserto SNG de cerâmica mista, na
usinagem de liga VC9 temperada.......................................................................115
Figura 73-Segmento da aresta principal de inserto RCMA correspondente à maior
espessura de usinagem........................................................................................116
Figura 74-Desgaste severo por lascamentos em degraus, em inserto RCMA em usinagem
da liga CI80.........................................................................................................117
Figura 75-Inserto RCMA. Superfície de folga ................................................................117
13
Figura 76- Desgaste severo de superfície de saída em inserto RCMA, na usinagem da liga
CI 80. ..................................................................................................................118
Figura 77- Seqüência típica de desgaste de inserto RCMA na usinagem de ferro fundido
............................................................................................................................119
Figura 78- Inserto SNG após usinagem de mesa em liga CI80. ......................................120
Figura 79- Inserto SNG com desgaste de cratera.............................................................121
Figura 80- Inserto LNU em SiAlON, após usinagem de ferro nodular...........................123
Figura 81- Inserto LNU após usinagem de pescoço em ferro nodular, com cratera e
lascamentos.........................................................................................................124
Figura 82- Inserto LNU com cratera e lascamentos, após passe em ferro nodular. ........125
Figura 83- Lascamentos na superfície de saída. ..............................................................126
Figura 84- Seqüência típica de desgaste de insertos LNU...............................................127
Figura 85-Cavacos de mesa de cilindro Nodulite fundido estaticamente........................137
Figura 86-Cavacos de mesa de cilindro FHW. ................................................................137
Figura 87-Cavacos de desbaste de pescoço, cilindro FHW.............................................138
Figura 88-Cavacos de pescoço de ferro nodular, de cilindro FHW.................................138
Figura 89-Cavacos de mesa de cilindro FHW em Alto Cromo (18% Cr).......................139
Figura 90-Cavacos de mesa de cilindro FHW em Aço Rápido (1,8% C). ......................139
Figura 91-Cavacos de mesa de cilindro BUR em liga VC4A. ........................................140
Figura 92-Cavacos de mesa de cilindro LTF em liga VC9. ............................................140
14
LISTA DE TABELAS
Tabela 1-Aplicações típicas de nitreto de silício, sialon, aluminas (cerâmicas brancas,
cerâmicas pretas) e cerâmicas com monocristais, no torneamento. .....................40
Tabela 2-Parâmetros de corte usuais..................................................................................41
Tabela 3-Comparação de dureza de aços e ferros, unidades de medida comuns ..............45
Tabela 4-Tipos de inserto e fornecedores ..........................................................................65
Tabela 5-Limites de composição química:LTF (aço forjado marca VC9)........................71
Tabela 6-Limites de composição química BUR (aço forjado marca VC4A)....................72
Tabela 7-Limites de composição química:FHW (ferro fundido marca CI80S) ...............73
Tabela 8-Limites de composição química: núcleo de ferro fundido nodular FHW ..........74
Tabela 9-Limites de composição química:FHW alto cromo (ferro fundido marca
VHCr17) ...............................................................................................................75
Tabela 10-Limites de composição química:FHW aço rápido (aço rápido fundido marca
VHHS18) ..............................................................................................................76
Tabela 11-Limites de composição química Nodulite (ferro fundido nodular marca
Nodulite B) ...........................................................................................................77
Tabela 13-Quadro de horas de usinagem com cerâmica sobre total de horas de usinagem
mensais ...............................................................................................................143
15
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
BUR Back Up Roll, cilindro de encosto para laminação de tiras a frio e a quente
CBN Cubic Boron Nitride, Nitreto Cúbico de Boro
FHW Finish Hot Work, cilindro de trabalho para laminação de tiras a quente
HSc Dureza Shore C
LTF Cilindro de trabalho para laminação de tiras a frio
MD Metal Duro
PCD Policristalline Diamond, Diamante Policristalino
PM Plate Mill, cilindro de trabalho para laminação de chapas grossas, chamado
também (na Aços Villares) cilindro Composto devido ao seu método de dupla
fusão
WR Wire Rod, cilindro de trabalho para laminação de produtos longos a frio
CNC Comando Numérico Computadorizado
DOCN Depth of cut notch, Desgaste de entalhe
16
LISTA DE SÍMBOLOS
χ Ângulo de posição da ferramenta
λ Ângulo de saída da ferramenta
17
1 INTRODUÇÃO
1.1 EVOLUÇÃO DOS CILINDROS DE LAMINAÇÃO
O torneamento de aços forjados endurecidos (por têmpera e revenimento) e de
ferros fundidos endurecidos (por fundição em coquilha metálica com posterior tratamento
térmico) é um tema de suma importância para os fabricantes e usuários de cilindros de
laminação para trabalho a quente ou a frio. Para maximizar a vida dos cilindros durante
as campanhas de laminação (ou seja, no período em que o cilindro trabalha
continuamente no laminador até ser substituído por outro novo ou recuperado), a camada
endurecida na área de trabalho dos cilindros (sua mesa) deve resistir ao desgaste e às
deformações permanentes induzidas pelo material em processo de laminação.
Na Figura 1 pode ser visto um arranjo típico de laminadores para produtos planos,
com os cilindros de encosto (BUR), os cilindros de trabalho (LTF ou FHW), o produto
em laminação e a representação em corte, da camada coquilhada ou temperada dos
cilindros. Os cilindros para produtos não planos também devem apresentar camada
superficial endurecida para resistir ao desgaste. Os requisitos dimensionais e geométricos
dos produtos planos (chapas) para planicidade e espessura; e dos produtos longos (barras
e fio máquina) para diâmetro, apresentam progressivamente menores tolerâncias
admissíveis por exigência das indústrias que os utilizam. Isto que faz com que os
fabricantes de cilindros tenham aumentado os níveis de dureza para minimizar os
desgastes, colocando desafios adicionais para as usinagens.
As cerâmicas para usinagem (que iniciaram sua comercialização em maior escala
na década de 1990) fazem parte das soluções encontradas para lidar produtivamente com
os altos níveis de dureza, graças a sua capacidade de trabalho em altas velocidades. Este
tipo de ferramenta também é utilizado com vantagens sobre o metal duro nos desbastes; a
menor tenacidade da cerâmica, que faz com que os avanços de usinagem sejam menores
que aqueles utilizados em situação similar com metal duro, é compensada pela maior
18
velocidade de corte que pode ser utilizada, dando lugar a um ganho em produtividade
representado pela maior taxa horária de remoção de cavaco.
Figura 1-Arranjo típico de laminador para produtos planos
a)cilindro de encosto b)cilindro de trabalho c)produto em laminação d)camada
coquilhada ou temperada
1.2 JUSTIFICATIVAS DO TRABALHO
Na usinagem da fábrica de cilindros da Aços Villares SA foi iniciada a utilização
de cerâmicas a partir de 1993, quando foram incorporados novos tornos para cilindros de
ferro fundido, chamados a substituir outros tornos que trabalhavam na fábrica em regime
de locação e que deviam ser devolvidos à empresa proprietária. Além da concepção mais
atualizada das novas máquinas em termos de comando (CNC) e rigidez, a tecnologia com
elas introduzida (do uso de ferramentas cerâmicas) fez possível substituir de imediato 4
tornos por apenas 2 mantendo o nível de produção. Estes são tornos de grande porte,
exigindo alto investimento para sua aquisição, montagem e colocação em marcha.
Portanto, essa foi a primeira das economias realizadas pelo uso da cerâmica como
19
ferramenta de corte. A utilização destas ferramentas foi ampliada paulatinamente
passando a serem utilizadas nos tornos para cilindros de aço forjado, com os ganhos de
produtividade que são relatados no corpo desta dissertação. O uso de ferramentas de
cerâmica exige, no entanto, boa compreensão sobre seu processo de fabricação,
características mecânicas, recuperação (reafiação), particularidades de aplicação,
comportamento das máquinas- ferramenta, e compatibilidade com a composição química
e aspectos superficiais das peças em usinagem, para que sua aplicação seja bem sucedida.
1.3 OBJETIVO DA DISSERTAÇÃO
É propósito desta dissertação estruturar o conhecimento prático obtido durante o
mencionado processo, analisando-o e discutindo-o à luz da bibliografia pesquisada,
procurando assim embasamento para algumas observaçãoes práticas que não achavam
explicação dentro dos nossos conhecimentos da época. A presente estruturação de dados
e resultados também evitará, em alguma medida, a diluição e perda do conhecimento
adquirido ao longo do tempo, permitindo assim sua melhor transmissão no processo de
treinamento, base fundamental do processo de melhoria contínua.
1.4 CARÁTER DA DISSERTAÇÃO
O caráter desta dissertação é tecnológico, no sentido que os dados obtidos foram
extraídos de situações práticas no chão da fábrica, não sendo provenientes de ensaios
planejados em condições controladas. O fato da fábrica estar trabalhando em regime de
24 horas/dia, 7 dias por semana e capacidade totalmente ocupada, também não permitiu
realizar testes com dedicação exclusiva de tempo das máquinas, assim, os dados (por
exemplo, as séries de fotografias de desgaste) foram obtidos diretamente de situações
práticas, cujas condições por vezes apresentam variações próprias aos diferentes
processos e produtos. O sucesso da fábrica entre outros fatores, está diretamente ligado
ao reduzido lead- time (tempo de fabricação), que é um dos mais baixos registrados entre
20
concorrentes desse segmento industrial. Para isto, certamente contribui o uso de
ferramentas elaboradas com cerâmicas avançadas, com suas consequentes vantagens em
termos de consistência dimensional e velocidade de usinagem.
21
2 MATERIAIS
2.1 GENERALIDADES SOBRE OS MATERIAIS EM USINAGEM
Os materiais cuja usinagem estudaremos, são utilizados para a fabricação de
cilindros de laminação. Estes cilindros são aplicados na laminação de aço e, em alguns
casos, de alumínio.
O aço é utilizado na indústria e na construção, principalmente sob a forma de
laminados planos e não planos; os laminados planos são comercializados em forma de
chapas, tiras e fitas. Já os laminados não planos são comercializados sob a forma de
tarugos, barras, fios máquina, arames e perfís.
Ambos tipos de laminados, planos e não planos, são produzidos por meio de
laminadores; o processo de laminação é realizado a quente, com exceção das chapas
finas, em que o processo é conduzido a frio.
As ferramentas utilizadas para realizar a deformação do metal nos laminadores,
são os cilindros de laminação.
Os cilindros de laminação são fabricados pelos processos de fundição ou de
forjamento.
Os cilindros para trabalho a frio (laminação de planos) são geralmente forjados em
aço. As propriedades exigidas para estes cilindros são: alta resistência ao desgaste na
superfície de trabalho e alta resistência mecânica no seu núcleo para suportar os esforços
de laminação.
Os cilindros para trabalho a quente em laminação de planos, são fabricados
geralmente em ferro fundido por centrifugação. Exige- se deste material, alta resistência
ao desgaste e à fadiga térmica, e também alta resistência mecânica para absorver os
esforços e choques durante a laminação.
22
Os cilindros para trabalho a quente em laminação de não planos podem ser
fundidos ou forjados (dependendo do produto a ser laminado). Os materiais utilizados
também devem possuir boa resistência ao desgaste e ao choque térmico.
Em caso de cilindros que atuam em laminação de tarugos e barras é utilizado o
ferro fundido, produzido pelos métodos estático ou centrifugado; e no caso dos cilindros
empregados para laminar perfís de grandes dimensões, utiliza- se o aço forjado. Neste
último caso, o aço forjado perde para o ferro fundido em termos de resistência ao
desgaste e ao choque térmico, mas ganha na resistência mecânica no caso do cilindro ser
utilizado com canais profundos (os quais diminuem sua seção resistente).
Existe um tipo de cilindro, de encosto, que é empregado na laminação de planos
para aumentar por contato mecânico, a rigidez à flexão dos cilindros de trabalho
anteriormente descritos. Estes cilindros (seja no caso da laminação a frio ou a quente) são
fabricados com aço forjado que deve resistir ao desgaste (estes cilindros estão em
permanente contato com os cilindros de trabalho) e à fadiga de contato.
Na medida em que o cilindro desgasta por efeitos do trabalho, o mesmo é retirado
do laminador e retificado na oficina de cilindros, para recuperar sua superfície retirando
marcas recuperando suas características dimensionais.
A profundidade de camada endurecida, medida sobre o raio da mesa de trabalho,
ao longo da qual as propriedades mecânicas mantém- se praticamente inalteradas, define
o parâmetro chamado vida do cilindro ou camada de trabalho.
2.2 USINAGEM DE PRODUÇÃO
A usinagem inicial dos cilindros de laminação, ou seja aquela realizada durante a
fabricação dos mesmos, é realizada na superfície da mesa de trabalho, que é a região
onde a dureza e a resistência são máximas. O mesmo acontece na usinagem dos pescoços,
onde existe uma região superficial (especialmente no caso dos cilindros fundidos) em que
as propriedades mecânicas (dureza e resistência) são máximas. Os pescoços sofrem
23
pouco desgaste durante a vida útil do cilindro, sendo raramente re- usinados nas oficinas
dos laminadores.
Do exposto, percebe-se que os materiais empregados em cilindros de laminação
(sejam estes de ferro fundido ou de aço forjado) apresentam elevada resistência ao
desgaste com elevada resistência mecânica na camada de trabalho da mesa. No caso do
ferro fundido, estas características são obtidas pela precipitação de carbetos por efeito da
alta velocidade de resfriamento superficial durante a solidificação; e (no caso específico
de cilindros para laminação de planos) pela obtenção de matriz de martensita revenida
após tratamento térmico de alívio de tensões (em alguns casos há presença residual de
austenita retida, que acrescenta notável dificuldade de usinagem).
No caso dos aços forjados, a têmpera superficial, o tratamento sub-zero e o
revenimento permitem obter uma matriz de martensita revenida, mas em certos casos a
adição de elementos de liga determina uma rede de carbetos dispersos que aumenta a
resistência ao desgaste.
A utilização dos cilindros exige elevada resistência ao impacto no núcleo da mesa
e nos pescoços, motivo pelo qual os correspondentes materiais (sejam estes ferros
fundidos ou aços forjados) apresentam alta tenacidade (dentro dos parâmetros típicos de
cada uma destas famílias de materiais).
A presença de carbetos dispersos diminui a velocidade de corte passível de ser
empregada por aumentar a taxa de desgaste das ferramentas; e dependendo do
processamento, o tipo de matriz obtida pode provocar alongamento dos cavacos de
usinagem, aumentando a solicitação térmica sobre a ferramenta de corte.
O processo de fabricação dos cilindros de laminação inclui as etapas de fundição
ou forjamento, tratamento térmico e usinagem.
A operação de usinagem (e particularmente de torneamento, que focalizaremos
neste trabalho) é realizada em diferentes etapas: o pré-desbaste (durante o qual é
eliminada a casca de fundição ou forjaria), o desbaste (durante o qual é eliminada a maior
parte do sobremetal) e o acabamento (algumas partes do cilindro são acabadas no torno, e
outras são acabadas com sobremetal para retífica).
24
2.3 MATERIAIS DE CORTE
Durante muitos anos o torneamento dos cilindros de laminação foi executado com
metal duro. No entanto, começaram a aparecer no mercado no início dos anos 90,
diferentes tipos de cerâmica que permitiram acelerar notavelmente as operações de
torneamento. Com efeito, este tipo de ferramentas permite aumentar (em geral, 3 vezes
ou mais) a velocidade de corte em relação à utilizada com ferramentas de metal duro; e
apesar do menor avanço permissível com cerâmica (geralmente até a metade do utilizado
com metal duro), o resultado final é o de aumentar como mínimo em 50% a taxa de
remoção de cavacos na usinagem dos cilindros.
Neste trabalho será apresentada a substituição de ferramentas de metal duro por
ferramentas de cerâmica, realizada nas operações de torneamento longitudinal no
processo de fabricação de cilindros para laminação de produtos planos e não planos. Em
tabelas referenciadas ao longo do texto, serão mostrados os parâmetros de corte utilizados
nos processos principais de torneamento longitudinal com aplicação de ferramentas de
metal duro, e também com as ferramentas de cerâmica que as substituiram. O processo de
torneamento com cerâmica foi implantado paulatinamente no caso prático que
estudaremos, até que se chegou à utilização de cerâmica em grande parte dos processos
longitudinais, com expressivo ganho de produtividade. O metal duro foi mantido apenas
nas operações de pré- desbaste, devido ao fato que os sobremetais nas peças brutas de
fundição e de forjaria apresentam variações (inclusive carepas ou regiões mais duras ou
incrustradas de tinta de fundição, algumas ovalizações e irregularidades, etc.) que podem
levar à quebra os insertos de cerâmica, devido a sua menor resistência ao impacto quando
comparados aos insertos de metal duro.
Nesta dissertação também são descritos os processos de torneamento longitudinal
que definem a utilização de insertos cerâmicos para a realização de todas ou algumas das
suas operações. Estes processos são aplicados ao desbaste e acabamento de cilindros de
laminação em ferro fundido (cilindros de trabalho para laminação de produtos planos e
25
não planos) e em aço forjado (cilindros de trabalho e cilindros de encosto, ambos para
produtos planos). As operações de torneamento longitudinal são aquelas que maior tempo
de usinagem consomem relativamente à totalidade do tempo consumido na usinagem dos
cilindros. No processo de torneamento longitudinal, a cerâmica como ferramenta de
corte, em substituição ao metal duro, encontra extensa aplicação.
Foi realizada uma revisão bibliográfica sobre a utilização de ferramentas de corte
na usinagem de materiais ferrosos, focando particularmente a aplicação de cerâmicas.
Foram abordados sucintamente assuntos geralmente não tratados em manuais para
usuários de ferramentas, como o processo de fabricação das cerâmicas, seus mecanismos
de falha e desgaste e, dentre estes, o processo de desgaste químico, que depende também
da composição química da liga em usinagem e que em certas condições torna-se o
mecanismo de desgaste (e falha posterior) predominante.
Um dos obstáculos para o uso mais ampliado da cerâmica como ferramenta de
corte em usinagem é a sua fragilidade. Conforme indicado na literatura e verificado na
prática de usinagem de cilindros de laminação, as irregularidades e heterogeneidades
superficiais das peças são causas importantes de quebras de insertos. A dureza elevada
do material da peça (no caso dos ferros fundidos coquilhados ou dos aços temperados)
não constitui problema para o corte com cerâmicas (pelo contrário, no chão de fábrica da
usinagem sempre é citado o ditado: para cerâmicas, quanto mais duro melhor); mas a
combinação de elevada dureza com heterogeneidades geométricas e físicas (como
propriedades mecânicas irregulares na superfície), é desfavorável para este tipo de
insertos, podendo provocar fratura total com a consequente parada da máquina para sua
troca. Esta situação é indesejável devido a diminuição de produtividade que acarreta, e
aos perigos que envolve uma fratura repentina para o operador da máquina (podem ser
projetados fragmentos do inserto) e para a peça (fragmentos do inserto podem entrar no
espaço entre o porta-ferramenta e a peça danificando sua superfície). A troca do inserto
pelo operador requer esfriamento dos fragmentos restantes no porta-ferramenta com ar
comprimido, alívio da pressão do grampo pela soltura do parafuso correspondente,
limpeza e verificação do alojamento (calços), retirada dos fragmentos, colocação e aperto
26
do novo inserto, usinagem de uma faixa de medida na peça, realização da medida da
faixa na peça com trena de diâmetro, e realimentação da coordenada no Comando
Numérico antes do reinício da usinagem. Caso tiverem sido registrados danos nos calços
que suportam o inserto no porta- ferramenta, deverá ser substituído manualmente o bloco
porta- ferramenta com peso aproximado de 15 kg, após ter soltado as cunhas de aperto e
rosqueado um olhal para seu transporte até a bancada de ferramentas. Pelas razões
explicadas, deve ser evitada ao máximo a ocorrência de fraturas dos insertos para
manutenção da produtividade em nível adequado.
Os cilindros fundidos convencionalmente, ou seja Compostos ou PMs, para
laminação de chapas grossas a quente, e Nodulares, para laminação de produtos não
planos e perfís de aço, assim como os cilindros WR, centrifugados, para laminação de
produtos não planos de aço, são passíveis de desbaste utilizando insertos de cerâmica
desde o estado bruto de fundição. Já nos cilindros FHW centrifugados, para laminação de
produtos planos de aço, não é viável a execução do desbaste desde o estado bruto de
fundição com insertos de cerâmica, mesmo utilizando Si
3
N
4
ou SiAlON, variedades estas
de melhor tenacidade, devido aos elevados desgaste e número de quebras que são
observados. Através de análise do processo de fabricação e de inspeção superficial dos
cilindros mencionados nos parágrafos anteriores e da leitura de algumas publicações,
procuramos neste capítulo alinhar as causas prováveis para explicar as diferenças de
usinabilidade na operação de torneamento de desbaste a partir do estado bruto de
fundição. Foram recolhidos cavacos típicos das principais operações de desbaste e
acabamento em cilindros de laminação da produção normal, nas ligas mais frequentes. O
objetivo da atividade foi o de observar a morfologia dos cavacos obtidos, verificando as
afirmaçóes da literatura quanto à melhor adequação da cerâmica aos materiais que
apresentam cavacos curtos ou quebradiços.
Este trabalho procurou também mostrar de maneira resumida as faixas de
parâmetros de corte habitualmente utilizados no torneamento com insertos de cerâmica
em ferros fundidos e aços para cilindros, comparando- os aos valores dos parâmetros que
habitualmente são utilizados para definir a usinabilidade do material (composição
27
química, tratamento térmico, microestrutura, características mecânicas), a classe de
cerâmica (composição química, método de conformação, características microestruturais)
e os parâmetros de corte (ângulos da ferramenta, profundidade de corte, avanço e
velocidade de corte), para melhor poder realizar a interpretação e comparação dos dados
com aqueles oriundos de publicações (catálogos e artigos) ou de outras observações
práticas.
Quanto à fratura e desgaste dos insertos, foi realizada uma caracterização das
sequências de desgaste típicas para os insertos utilizados no desbaste e acabamento de
mesas e pescoços.
28
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1 PROPRIEDADES DOS MATERIAIS DE CORTE USUAIS EMPREGADOS EM
USINAGEM
Na Figura 2, adaptada de (MEHROTRA, 1998), os materiais de corte mais
comuns para usinagem de ligas metálicas, são classificados (qualitativamente) pela sua
resistência à deformação térmica (nas ordenadas) e pela sua tenacidade à fratura (nas
abscissas).
Os campos desenhados para cada material representam sua resistência relativa à
deformação a quente e à fratura respectivamente.
Durante a usinagem, a principal variável com influência sobre a temperatura é a
velocidade de corte (SHAW, 1994); portanto quanto maior a velocidade, maior deverá ser
a resistência à deformação a quente do material utilizado para assegurar uma vida
conveniente ao inserto.
O aumento nominal das variáveis mencionadas nas abscissas (avanço,
profundidade de corte, choque térmico e mecânico), provoca solicitações mecânicas
crescentes nos insertos. Com isto, o material utilizado para confeccionar os mesmos deve
apresentar uma resistência à fratura crescente.
29
Figura 2-Representação gráfica de resistência à deformação a quente vs.
resistência à fratura em materiais de corte usuais.
Adaptado de (MEHROTRA, 1998)
Na Figura 3, adaptada de (SHEN, 1998), os materiais de corte mais comuns para
usinagem de ligas metálicas são classificados (qualitativamente) pela sua dureza (nas
ordenadas) e pela sua tenacidade (nas abscissas).
Os campos desenhados para cada material representam suas dureza relativas e suas
tenacidades respectivamente.
Resistência à fratura [avanço, profundidade de corte, choque
térmico e mecânico]
diamante policristalino e nitreto cúbico de boro
cerâmicas
cermets metal duro revestido
metal duro
aço rápido
Resistëncia a quente (velocidades de corte,
propriedades da peça, morfologia dos
cavacos)
30
Figura 3-Representação gráfica da dureza vs. tenacidade em materiais de corte
usuais.
Adaptado de (SHEN, 1998)
3.2 DESCRIÇÃO DOS MATERIAIS DE CORTE USUAIS:
Aços rápidos (CHRISTOPHER, 1994): a composição química destes aços
incorpora C em teores mais altos que os dos aços comuns, e Cr, Mo, W, V, Co e outros
elementos com o propósito de formar carbonetos que aumentam a resistência ao desgaste,
para proporcionar resistência ao revenimento e para melhorar as propriedades mecânicas
em altas temperaturas. Podem ser elaborados pelo processo convencional de
lingotamento e laminação ou forjamento, e pelo processo de sinterização, que assegura
Dureza
Tenacidade
CBN
PCD
metal duro
revestido com
diamante
alumina
nitreto de
silício
cermets
metal duro
revestido
metal
duro
aço
rápido
Direção ideal de
desenvolvimento
31
propriedades mecânicas mais isotrópicas. Também são utilizados com revestimentos
cerâmicos.
Metal duro: elaborado pela sinterização de carbetos em pó (W, Ta, Ti, e outros)
com um ligante metálico (normalmente Co). Pelo controle do tamanho do grão e da
proporção/ composição química dos carbetos, são obtidas diferentes classes de metal duro
apropriadas à usinagem de aços, ferros fundidos, aços inoxidáveis, aços refratários, não
metálicos, compostos, etc.
Metal duro revestido: os revestimentos são aplicados habitualmente pelos
processos de PVD (Deposição física de vapor), ou CVD (Deposição química de vapor),
em camadas simples ou múltiplas de Al
2
O
3
, TiN, TiC e outros compostos; aumentando a
resistência ao desgaste com relação àquela do substrato. Também são utilizadas
ferramentas com revestimento de diamante.
Cermets: produzidos pela sinterização de óxidos e outros compostos (TiC, TiN,
TaC), ligados com Ni (ou também Co e Mo) como ligante metálico.
O metal duro pode ser definido como um cermet, aonde o WC é o constituinte
cerâmico.
Os cermets têm preço aprox. 20% menor que um Metal Duro sem revestimento.
São efetivos para usinagem de aços, resistentes ao desgaste e à cratera durante a
formação do cavaco contínuo.
Os cermets são mais populares no Japão (30% das vendas de ferramentas), contra
% de utilização nos EUA (CHRISTOPHER, 1994)
Cerâmicas: produzidas por sinterização de pós cerâmicos refinados em grande
variedade de composições químicas, as cerâmicas para usinagem em uso atualmente são
baseadas em alumina (Al
2
O
3
) ou em variedades de nitreto de silício (Si
3
N
4
). Também são
32
utilizadas cerâmicas compostas (reforçadas com fibras cerâmicas), e cerâmicas revestidas
com revestimentos cerâmicos.
Diamante policristalino: sintetizado a grandes pressões e temperaturas, é utilizado
em ferramentas de corte e abrasivos. Encontra campo de aplicação na usinagem de ligas
de alumínio silício e diferentes tipos de materiais compostos. A orientação randômica do
PCD constitui uma melhoria com relação ao diamante natural, devido à possível presença
neste, de planos de clivagem.
Nitreto Cúbico de Boro (CBN): sintetizados a grandes pressões e temperaturas,
são utilizados como ferramentas de corte e abrasivos. Utilizados na usinagem de aços
temperados, ferros fundidos duros, e superligas.
O CBN pode ser usado para tornear ligas de níquel, mas dificilmente compete em
custo neste campo contra os insertos de alumina com whiskers (relação de custo 3:1).
Outra aplicação é a de tornear ligas ferrosas duras (65 a 68 HRC). Este tipo de
peça é habitualmente retificado e não usinado. A taxa de remoção da usinagem é
aproximadamente 10 vezes maior que a de retificação. (CHRISTOPHER, 1994)
3.3 BREVE HISTÓRICO DE DESENVOLVIMENTO DAS FERRAMENTAS
CERÂMICAS
As ferramentas de cerâmica constituem até 5% do mercado total de ferramentas de
usinagem (MARCONDES, 1990); esta percentagem também é citada informalmente por
técnicos ligados a funções de venda de ferramentas na atualidade, nas estimativas de
mercado de ferramentas de corte. Outro autor (TRENT; WRIGHT, 2000) conceitua como
de 8% as vendas de insertos de cerâmica sobre o as vendas totais de insertos; levando em
conta as vendas de aço rápido, que respondem por aproximadamente metade das vendas
totais de ferramentas de corte, obteremos uma percentagem de vendas de cerâmica de
ordem de grandeza comparável aos 5% já citados. Deve ser levado em conta que estas
percentagens são calculadas a partir de estimativas, já que os resultados de pesquisas das
empresas que participam deste mercado não são acessíveis.
33
Apesar da maior vida de aresta e velocidade que os insertos de cerâmica permitem
com relação ao metal duro revestido (inclusive pelo fato de serem re- afiáveis), sua maior
tendência à fratura (e a aleatoriedade desta) têm restringido sua aplicação em usinagem.
As épocas de surgimento de alguns dos diferentes materiais de corte está esquematizado
na Figura 4.
A primeira ferramenta de cerâmica foi introduzida por Degussa na Alemanha em
1905.
Em 1954, Ford Motor Co. foi a primeira a utiliza- las em produção em larga
escala. (KRISHNAMURTI; GOKULARATHNAM, 1994)
As primeiras ferramentas consistiam de Al
2
O
3
com fase vítrea de talco ou argila
(pouca dureza a quente).
Nos anos 1930 foi lançada a Degussit (Al
2
O
3
, tamanho de grão 3 µm, densidade
98% ) com adição de MgO. Uma ferramenta similar, a Microlite, foi lançada na União
Soviética à época. Nos anos 1960 apareceram no Japão, Europa e EUA diversas
composições com Al
2
O
3
.
Por exemplo, a divisão Carboloy da GE lançou o Al
2
O
3
com TiO
2
, que ganhou
muita aceitação no mercado.
Também nos anos 60, foram lançadas cerâmicas prensadas a quente; entre as mais
difundidas estavam a CCT-707 Carborundum e a VR- 97 Norton (esta última composta
de Al
2
O
3
e MgO), vide Figura 4, adaptada de (BALDONI; BULJIAN, 1994).
A prensagem a quente permite obter maior densidade e torna o material menos
susceptível a heterogeneidades na mistura. (KING, 1994).
Ao longo da década de 60 foram lançadas comercialmente as cerâmicas a base de
Al
2
O
3
adicionado de TiC e TaC, com objetivo de aumento de tenacidade. As ferramentas
a base de nitreto de silício iniciaram sua aplicação na mesma época, até que no fim da
década de 70 foram lançados no mercado os insertos de Si
3
N
4
e SiAlON (TRENT;
WRIGHT, 2000), muito bem sucedidos em várias aplicações. Porém, apenas na década
de 80 as ferramentas de cerâmica conquistaram uma parcela não desprezível do mercado
de ferramentas de usinagem (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003), na medida dos
34
desenvolvimentos obtidos no processamento desses materiais (por exemplo, melhor
controle de tamanho de grão). Duas das classes melhor sucedidas no fim da década de 80
e início dos anos 90 para a usinagem de ferros fundidos e aços temperados foram
respectivamente a KY 3000 (SiAlON) da Kennametal, e a HC2 (Al
2
O
3
com TiC) da
NTK. Na década de 90 foram lançadas no mercado novos tipos de cerâmicas (a base de
alumina reforçadas com monocristais ou whiskers de carbeto de silício) (TRENT;
WRIGHT, 2000) com maior tenacidade, e também nitretos de silício com recobrimentos
múltiplos de Al2O3 e TiCN (NTK CUTTING TOOLS, 2000) com resistência ao
desgaste e tenacidade otimizadas.
Diamante policristalino
Nitreto Cúbico de Boro
Si
3
N
4
Al
2
O
3
-TiC Al
2
O
3
-SiC
Al
2
O
3
Metal Duro Revestido
Metal Duro
Stellite
Ano
Velocidade
de corte
(m/min)
1.800 1.900 2.000
Aumento de produtividade devido à introdução de novos materiais
3.000
1.500
300
150
30
15
Aços ao Carbono
Aço Rápido
Figura 4-Quadro de cronologia de ferramentas de corte desde aço carbono até
nitreto de silício.
Adaptado de (BALDONI; BULJIAN, 1994)
35
3.4 PROCESSO DE FABRICAÇÃO DAS CERÂMICAS
As cerâmicas avançadas são elaboradas a partir de pós, com tamanho de partículas
de dimensões geralmente menores a 1 µm (KING, 1994). O processo é esquematizado na
Figura 5, adaptada de (GERMAN, 1990).
Figura 5- Sinterização
a) partículas em contato, b) pescoços de sinterização, c) formação de contornos de
grão e porosidades, d) crescimento de grão e fechamento das porosidades.
Adaptada de (GERMAN, 1990)
Os pós cerâmicos para fabricação de cerâmicas avançadas são obtidos por
processos físico- químicos cujo propósito é o de diminuir o teor de elementos
contaminantes; diversamente das cerâmicas comuns (como as louças de mesa, os
36
porcelanatos e outras) cujas matérias primas são geralmente obtidas na natureza com
relativamente pouco processamento posterior (KINGERY, 1976).
Uma das etapas críticas na fabricação de cerâmicas avançadas é a cominuição
(moagem e mistura dos pós cerâmicos e aditivos), já que o controle da granulometria é
crítico nestes produtos; ao mesmo tempo em que é necessário evitar que a moagem
contamine a mistura com os produtos de desgaste dos elementos moedores.
Na conformação das cerâmicas avançadas, a prensagem isostática a quente é
largamente utilizada para densificar cerâmicas destinadas a ferramentas de corte; a
prensagem isostática a quente produz pressões de até 200 MPa e procede sob gás inerte
(N
2
, Ar) como atmosfera de compactação. A sinterização também é geralmente realizada
sob atmosfera controlada, neutra ou redutora. O tratamento térmico das cerâmicas
avançadas é outro dos passos críticos do processo, cujo objetivo é o de minimizar a
porosidade mantendo o controle da microestrutura (tamanho e morfologia dos grãos,
transformação de fases).
Uma particularidade do processamento das cerâmicas avançadas para ferramentas
de usinagem é que alguns compostos como TiC e TiN (utilizados para aumentar a
resistência ao desgaste das aluminas) dificultam a densificação por tratamento térmico, o
que adiciona complexidade ao processamento. (GRUSS; FRIEDERICH, 1994)
3.5 TIPOS DE CERÂMICAS
As cerâmicas podem ser divididas em: com matriz de óxidos, misturadas e sem
óxidos.
Dentro do grupo de cerâmicas sem óxidos, podemos classificar o nitreto cúbico de
boro, o Si
3
N
4
e o diamante.
O Sialon entra no grupo das cerâmicas misturadas e das cerâmicas sem óxidos.
Vários tipos de cerâmica têm sido utilizados ao longo do tempo, mas apenas duas
estão em uso corrente atualmente: à base de alumina (mais resistente ao desgaste) e à
base de nitreto de silício (mais resistente à fratura) (KING, 1994).
37
Quanto à alumina, uma das suas limitantes ao seu uso como ferramenta de corte na
usinagem é sua baixa resistência á fratura, que provoca quebras súbitas dos insertos.
Durante a usinagem, a maior tensão de tração existe geralmente logo abaixo da
superfície do inserto e com direção paralela à mesma, o que pode promover o início de
trincas perpendiculares à superfície que se propagadas, levam à destruição total dos
insertos.
A alumina prensada a frio (processo este que evita o crescimento excessivo dos
grãos) apresenta habitualmente cor branca; a adição de TiC e ou TiN aumenta a dureza ao
formar uma dispersão de partículas duras, que permite usinar aços ferramenta de dureza
de até 63 HRC (CHRISTOPHER, 1994). As partículas de 2
a
fase desviam as trincas em
início de formação, dirigindo- as para a superfície. O resultado é a formação de pequenas
partículas de desgaste ao invés de grandes volumes. A baixa expansão térmica e alta
condutividade de calor desses carbetos também melhoram a resistência ao choque
térmico e à fadiga das cerâmicas. O TiN melhora a resistência a trincas têrmicas (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2003).
A alumina pura apresenta resistência à flexão de 70- 84 kg/ mm
2
, sendo que a
alumina com adição de carbeto de titânio (TiC) apresenta resistência à flexão de 84- 94
kg/ mm
2
, pela ação dos grãos de TiC que dificultam a propagação das trincas iniciadas na
superfície.
Também podem ser utilizadas partículas menos refratárias (zircônia parcialmente
estabilizada) que extraem energia da trinca permitindo seu redirecionamento. Para evitar
a transformação de fase da zircônia, adiciona- se óxido de ítria. (SHAW, 1994)
As aluminas também podem ser prensadas a quente; este processo é menos
dependente das propriedades do pó do que a prensagem a frio com sinterização posterior,
assegurando densidade praticamente total. As cerâmicas prensadas a quente apresentam
habitualmente cor preta.
As aluminas pode ser reforçada com monocristais (whiskers) (JIANXIN; XING,
1996) de carbeto de silício (SiC), adicionados à cerâmica base com orientação randômica,
obtendo- se alta tenacidade (estas cerâmicas compostas obtém sucesso particularmente
38
nas ligas de níquel). Os monocristais habitualmente utilizados são os de carbeto de silício
(SiC) com diâmetro de 0,5 µm e comprimento de 30 µm aproximadamente. Os
monocristais representam 40% em volume deste tipo de cerâmica, e tipicamente contém
fases beta ou mistura de alfa e beta de SiC.
O custo da cerâmica reforçada é aproximadamente o dobro daquele da cerâmica
Al
2
O
3
+TiC.
A alumina com monocristais de SiC têm sido usada com sucesso em usinagem de
alta velocidade, devido á sua dureza e tenacidade superiores. Este material também
apresenta boa estabilidade química a altas temperaturas (menor no entanto do que as
aluminas sem reforço de monocristais).
A susceptibilidade da Al
2
O
3
ao choque mecânico limitou sua aplicação industrial;
a principal razão para esta característica é a ausência de uma segunda fase dútil para deter
as trincas e o lascamento (KRISHNAMURTI; GOKULARATHNAM, 1994). No metal
duro, este papel é desempenhado pela 2
a
. fase de cobalto (com carbetos de titânio); e nos
cermets pelo níquel e pelos carbetos de titânio (TiN).
3.6 NITRETO DE SILÍCIO E DERIVADOS:
Há 3 famílias diferentes de cerâmicas baseadas em Si
3
N
4
(BALDONI; BULJIAN, 1994):
• nitreto de silício com aditivos de sinterização para formar fases vítreas
• soluções sólidas de nitreto-alumínio-oxigênio (SiAlONs)
• compostos com matriz de nitreto de silício
A forte ligação covalente do nitreto de silício determina alta resistência,
estabilidade térmica até aproximadamente 1850
o
C (a partir da qual decompõe), boa
resistência à oxidação, baixo coeficiente de expansão térmica (portanto boa resistência ao
choque térmico), e um módulo de elasticidade maior que o de muitos metais. No entanto
devido à natureza da sua ligação, possui um baixo coeficiente de auto- difusão que não
permite a aplicação de tecnologias convencionais de processamento como sinterização
em estado sólido, requerendo aditivos (dopantes) para se obter alta densificação.
39
Por meio de cominuição os aditivos de sinterização são misturados ao pó, que
posteriormente é densificado (geralmente em atmosfera de nitrogênio) em altas
temperaturas. Posteriormente a mistura é prensada isostaticamente a quente.
A impureza predominante no Si
3
N
4
é o SiO
2
(fase alfa), presente na superfície das
partículas. Durante a densificação a mistura de aditivos reage com o SiO
2
para formar
uma fase líquida (vítrea) que facilita o re- arranjo das partículas de Si
3
N
4
. A fase
intergranular é um vidro (ou vidro parcialmente desvitrificado) baseada em SiO
2
e outros
aditivos de sinterização como alumina, ítria, magnésia, óxido de césio, etc. (DE SOUZA,
2005). Durante o processo o Si
3
N
4
alfa dissolve e precipita na fase beta (transformação de
fase reconstrutiva), cujos núcleos crescem como grãos alongados entrelaçados.
As propriedades mecânicas de uma cerâmica de Si
3
N
4
dependem na granulometria
e distribuição do beta nitreto de silício, assumindo completa conversão da fase alfa (o que
é geralmente desejado). As fases intergranulares amorfas quando presentes em volume
excessivo, diminuem a resistência a quente da cerâmica.
Para explicar a sinterização dos SiAlONs, deve ser analisado um diagrama de
fases Si
3
N
4
/SiO2/Al
2
O
3
/AlN, o qual revela uma região de solubilidade de Al e O no β
Si
3
N
4
, que substituem posições de Si e N respectivamente, formando a solução sólida
substitucional, referida como β SiAlON.
A equação geral deste material é
zzzz
NOAlSi
−− 86
(1)
(BALDONI; BULJIAN, 1994) onde z designa o número de átomos de oxigênio
substituidos por nitrogênio e têm um valor limite de 4,2 para 1700
o
C e 2 a 1400
o
C.
No SiAlON, a fase intergranular resultante da sinterização (mais frágil) pode ser
relativamente pequena devido à incorporação (por substituição) de elementos do dopante
na matriz; afetando assim em menor grau sua dureza e tenacidade.
Os SiAlONs apresentam elevadas dureza a quente e resistência ao choque térmico,
e boa tenacidade; mas sua estabilidade química é baixa. As cerâmicas a base de nitreto de
40
silício puro apresentam resistência ao desgaste similar à das cerâmicas de alumina, com
uma tenacidade superior a estas (DE SOUZA, 2005); razão pela qual são utilizadas em
desbaste, e estas últimas em acabamento. Tanto os SiAlONs quanto os nitretos
apresentam baixa estabilidade química quando usinando ligas de ferro (particularmente
aços com cavacos longos). As cerâmicas de nitretos normalmente exibem maior
resistência à fratura e menor resistência ao desgaste que SiAlON.
O uso de cerâmicas a base de nitretos quando aplicáveis, pode aumentar
tipicamente a taxa de remoção em mais de 200% sobre o Metal Duro.
Têm sido desenvolvidos compostos com monocristais de SiC adicionados ao Si
3
N
4
para a usinagem de alta velocidade, especialmente em superligas. A forma lenticular do
nitreto, e eventualmente do SiCw (whiskers, ou monocristais de carbeto de silício),
colaboram com a tenacidade (por sua elevada razão de aspecto) (MEHROTRA, 1998).
Na Tabela1 são relacionadas algumas famílias de materiais e os tipos de cerâmicas
mais convenientes para a usinagem das mesmas.
Tabela 1-Aplicações típicas de nitreto de silício, sialon, aluminas (cerâmicas
brancas, cerâmicas pretas) e cerâmicas com monocristais, no torneamento.
Adaptada de (MC COLM, 1992)
Material da
Ferramenta
Aplicação
Nitreto de Silício Desbaste de ferros fundidos e superligas
SiAlON Desbaste de ferros fundidos e superligas
Cerâmicas com
Whiskers
Acabamento de superligas
Cerâmicas pretas Acabamento de ferros fundidos, aços, e aços temperados
Cerâmicas brancas Acabamento de ferros fundidos e aços
41
Na Tabela 2 observam- se os materiais de corte recomendados para ferros
fundidos, aços e superligas, e velocidades de corte e avanços normalmente recomendados
para cada tipo de material em usinagem e para cada tipo de ferramenta de corte.
Tabela 2-Parâmetros de corte usuais
em função do material da ferramenta e do material da peça.
Adaptada de (MC COLM, 1992)
Material da
ferramenta
Parâmetros
de corte
(V
c
[m/min]
f
[mm/rot.])
Ferros
Fundidos
Superligas Aços Torneamento
de aços
temperados
v
c
180- 1070 90- 245 Nitreto de
Silício
f 0,08- 1,02 0,15- 0,31
v
c
180- 1220 90- 310 SiAlON
f 0,08- 0,76 0,10- 0,30
v
c
90- 430 30- 105 Cerâmica
com
Whiskers
f 0,08- 2,60 0,08- 0,36
v
c
150- 1370 185- 430 150- 910 30- 140 Cerâmica
preta
f 0,08- 0,76 0,08- 0,20 0,13- 0,38 0,08- 0,37
v
c
310- 1070 150- 910 Cerâmica
branca
f 0,13- 0,51 0,13- 0,38
v
c
60- 430 25- 120 60- 430 25- 70 Metal Duro
revestido
f 0,08- 0,76 0,01- 0,02 0,15- 0,76 0,003- 0,014
v
c
61- 152 Nitreto
Cúbico de
Boro
f 0,05- 0,31
42
3.7 CARACTERÍSTICAS DAS FERRAMENTAS DE CERÂMICA
O principal motivador para o desenvolvimento de ferramentas de cerâmica é a
possibilidade de utilizar velocidades de corte da ordem de 300 m/min ou maiores
(VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998); o fator determinante da vida da ferramenta a
essas temperaturas é a interação química, campo no qual as cerâmicas apresentam
vantagens devido à sua relativamente baixa reatividade.
O maior problema das cerâmicas e que limita sua aplicação mais ampla na
usinagem é a falta de tenacidade, o que resulta em quebra ou lascamento. Devido à
fragilidade das cerâmicas, os defeitos superficiais nas ferramentas (como lascamentos
produzidos durante a usinagem ou desgastes não removidos durante as reafiações
anteriores) agem como amplificadores de tensão e precipitam frequentemente a fratura do
inserto durante a usinagem (PHILIPS, 1972). Por este motivo, a utilização ideal das
cerâmicas é aquela que provoca desgaste apenas por abrasão ou desgaste químico, porque
desta forma evita-se o surgimento de lascamentos que ao se propagarem ou ao induzir
fraturas, encurtam a vida da ferramenta (MEHROTRA, 1998).
Para utilizar ferramentas de cerâmica, a máquina ferramenta deve ser capaz de
operar em alta velocidade para aproveitar a característica deste das mesmas em termos de
resistência a quente. Além disso, não deve apresentar vibrações indevidas durante o corte
(as vibrações aumentam a probabilidade de lascamentos e trincas na ferramenta). As
grandes forças de corte que surgem durante a usinagem de materiais endurecidos
requerem ferramentas com alta resistência e dureza, como as cerâmicas. Estas são muitas
vezes utilizadas com geometrias negativas (MEHROTRA, 1998) (no caso dos cilindros
de laminação são sempre utilizadas com ângulos de saída negativos e chanfros) para
protegê-las de lascamentos devido à sua fragilidade, o que aumenta as forças de corte. As
tensões nas regiões de pressão dos grampos sobre as ferramentas devem ser baixas
evitando-se as concentrações de tensão; os calços e as superfícies de apóio das
ferramentas devem ser planas ou ajustar-se bem à forma das ferramentas.
43
A velocidade de corte é a influência dominante sobre a temperatura da ferramenta
na região do corte; os materiais de confecção de ferramentas com melhor resistência a
quente permitem a aplicação de maiores velocidades (caso das cerâmicas), o que pode
representar maior produtividade (MEHROTRA, 1998).
A resistência do inserto a lascamentos e fraturas depende do tipo de preparação da
aresta principal de corte (afiação) e da sua geometria. Na Figura 6, adaptada de (KING,
1994) é possível comparar a resistência atribuída aos diferentes tipos de preparação da
aresta de corte. A aresta chanfrada é considerada a mais resistente a lascamentos. Na
mesma Figura é possível comparar a resistência à fratura atribuída a diferentes
geometrias de insertos, que é crescente a partir do formato triangular, passando pelo
losangular, quadrado, chegando à resistência máxima nos insertos de seção circular. Na
medida que o ângulo de posição decresce e a força de corte se distribui ao longo de uma
aresta maior, as tensões na região do corte decrescem. Por exemplo, um inserto redondo
aplicado a pequenas profundidades de corte fornece comparativamente com outras
geometrias, a maior vida da ferramenta.
A escolha da forma do inserto e sua medida dependem da geometria da peça,
sendo que a resistência do inserto aumenta na medida do aumento do ângulo incluido nas
arestas de corte, ou da ponta da ferramenta. A resistência do inserto também aumenta
com o aumento da espessura e do seu tamanho, Figura 6. Na escolha da geometria do
inserto deve ser levado em conta o número de arestas de corte, para maximizar sua
utilização através de indexação, diminuindo o custo.
A preparação da aresta de corte é de fundamental importância no desempenho do
inserto. Entende- se por preparação ou afiação, a execução de chanfro (um plano
retificado em ângulo com relação ao plano da superfície de saída do inserto, no sentido de
tornar esse plano de saída mais negativo nas imediações da aresta principal de corte). O
chanfro (T- land em inglês) é geralmente dimensionado com um ângulo de saída de -10 a
-35
o
, e largura de 0,05 até 0,15 mm; uma combinação de ângulo e largura muito utilizada
é -20
o
x 0,10 a 0,15 mm. A largura do chanfro deve ser maior quanto maior for o avanço,
e seu ângulo negativo de saída deve ser diminuir quanto maior for a largura do chanfro.
44
No caso de torneamento duro, deve ser realizado honing (arredondamento da intersecção
entre o ângulo de saida no chanfro, e o plano de folga) para aumentar a resistência da
aresta de corte ao lascamento, cujo raio guarda proporção com o chanfro adotado e é
determinado experimentalmente.
Figura 6-Afiação de arestas de corte e estilos de insertos ordenados de menor para
maior resistência mecânica.
Adaptada de (KING, 1994)
A temperatura durante o corte é a variável isolada mais importante.
A equação da vida da ferramenta de Taylor:
vT
n
= Cte (2)
(com v= velocidade de corte, T= tempo e n= expoente que depende do material da
ferramenta de corte), apresenta boa aproximação para metal duro e cerâmica na gama
habitualmente utilizada de parâmetros de corte: velocidades, avanços e vida da
ferramenta.
45
Na equação de Taylor pode ser adotado um coeficiente n= 0,4 para ferramentas de
cerâmica com boa aproximação (SHAW, 1994).
O expoente n aumenta na medida da refratariedade do material de corte (maior
resistência ao amolecimento térmico).
3.8 COMPARAÇÃO DE DUREZAS
Para comparar a dureza dos materiais para cilindros com outros aços comuns
segue a Tabela 3, adaptada de (AÇOS VILLARES, 2002).
Tabela 3-Comparação de dureza de aços e ferros, unidades de medida comuns
Brinell Rockwell Shore C Vickers LD Exemplos
HB HRC HSc HV LD
(722) 64 88,5 800 846
Aço AISI 1095 diâm. 25 mm temperado
em água, dureza superficial
(714) 63,5 87,1 787 842
Tendência de dureza para os novos
cilindros LTF
(644) 59,5 80 685 803
Aço para cilindros de laminação de planos
a frio (LTF), temperado e revenido. Ferro
de coquilhamento indefinido para cilindro
de laminação de produtos planos (FHW)
(632) 58,8 78,8 672 798
Aço rápido para cilindros de laminação de
produtos planos a quente (FHW)
(609) 57,7 76,8 647 787
Ferro de coquilhamento indefinido 17% Cr
(FHW).
Ferro indefinido (WR) para cilindro
acabador de laminação de produtos não
planos
(550) 54,4 71,9 584 757
Ferro Nodulite para cilindro acabador de
laminação de produtos não planos
(477) 49,7 64,6 508 717
Ferro Nodulite para cilindro pré- acabador
de laminação de produtos não planos.
Aço AISI 1040 diâm. 25 mm temperado
em água, dureza superficial
(466) 48,8 63,4 495 709
Aço para cilindros de encosto de laminação
de planos, temperado e revenido (BUR)
(453) 47,8 62,2 482 696
Ferro Nodulite B para cilindro
intermediário de laminação de produtos não
planos
(431) 46 59,7 457 683
Aço AISI 1030 diâm. 25 mm temperado
em água, dureza superficial
319 34 46,1 336 598
Ferro Nodulite para cilindro desbastador de
laminação de produtos não planos
46
3.9 USINAGEM DE FERROS FUNDIDOS
A usinagem de ferro fundido cinzento produz cavacos curtos, e causa desgaste
abrasivo nas ferramentas devido às partículas de carbonetos. O ferro fundido nodular
produz cavacos mais longos, acelerando as reações químicas e o desgaste na ferramenta
(MEHROTRA, 1998).
As cerâmicas de nitreto de silício e SiAlON são aplicadas à usinagem de ferros
fundidos. Devido à sua resistência à fratura são usadas também em ferro nodular, com
maior desgaste do que na usinagem do ferro fundido comum devido à maior reatividade
(aumentada devido às maiores temperaturas desenvolvidas durante o corte).
As cerâmicas brancas e pretas oferecem maior resistência ao desgaste do que as
ferramentas da família dos nitretos na usinagem de ferros fundidos, portanto são
utilizadas em acabamento (torno) dessas ligas devido à sua maior capacidade de
manutenção das tolerâncias dimensionais. Em certas casos, as cerâmicas brancas podem
ser utilizadas também na usinagem de superligas, constituindo- se em alternativa mais
econômica.
Normalmente não é utilizada refrigeração (MEHROTRA, 1998) durante a
usinagem dos ferros fundidos com ferramentas de cerâmica. Isto é devido à sua melhor
capacidade de manutenção de dureza em altas temperaturas, mas também devido à sua
menor resistência ao choque térmico. O acesso do fluído de corte às regiões aquecidas da
ferramenta não é contínuo devido ao fenômeno de formação e quebra do cavaco, o que
submete a ferramenta a uma sucessão de choques térmicos que normalmente não é bem
suportada pelas cerâmicas, especialmente as da família das aluminas.
Para ferros de menor dureza (não ligados), a cerâmica branca oferece uma
alternativa econômica na usinagem de acabamento. As solicitações mecânicas
introduzidas por este tipo de materiais na ferramenta relativamente baixas, sendo bem
suportadas por este tipo de cerâmicas mais frágeis mas ao mesmo tempo de menor custo
de fabricação, portanto de menor preço do que as cerâmicas mistas (adicionadas de
carbetos). Em contraposição, a mellhor resistência à fratura do SiAlON o faz ideal para
47
usinagem de desbaste e de peças de alta resistência. A melhor tenacidade das cerâmicas
da família dos nitretos as faz capazes de suportar inclusive aplicação em usinagem
interrompida de superligas, naturalmente em velocidades menores do que as que seriam
aplicáveis em SiAlON ou em cerâmicas compostas (reforçadas).
As cerâmicas com whiskers (monocristais) não são geralmente usadas em
usinagem de ferro fundido devido à rápida reação entre SiCw (abreviatura química dos
moncristais de carbeto de silício) e o ferro levando a rápido desgaste (MEHROTRA,
1998).
3.10 USINAGEM DE AÇOS
Produzem cavacos longos e contínuos, levando a altas temperaturas de corte e
reações acentuadas com o material da ferramenta. Praticamente todo o calor é absorvido
pelo cavaco, quando a usinagem é realizada dentro de parâmetros usuais (MEHROTRA,
1998).
A resistência do aço aumenta com o conteúdo de carbono; e a penetração de
dureza no raio da peça depende do teor de ligas e do tratamento térmico. Maior
resistência mecânica do material requer também maior resistência da ferramenta de corte.
Cerâmicas brancas e pretas são usadas para usinagem de acabamento de alta
velocidade em aços (médio carbono e baixa ou média liga) devido à sua boa resistência
ao desgaste. No entanto, não são adequadas ao corte interrompido. Na usinagem de aços,
o modo predominante de desgaste das ferramentas de nitreto de silício é químico (com
desgaste da ordem de 2 vezes maior que na usinagem de ferro cinzento) (VLEUGELS;
VAN DER BIEST, 1998).
Da mesma maneira do que na usinagem de ferros fundidos, o uso de refrigeração
não é recomendado em usinagem de aços com cerâmicas.
Uma das variáveis que devem ser controladas durante a usinagem dos aços é a da
quebra dos cavacos por motivos de segurança, disposição, estocagem e re-
processamento. A tecnologia dos quebra cavacos não têm sido desenvolvida nos insertos
48
de cerâmica (tecnologia que no entanto já foi desenvolvida em ferramentas de cermets e
metal duro). Nas cerâmicas, os quebra- cavacos são fixados em forma de placas em cima
das ferramentas.
Nitretos, SiAlON e aluminas reforçadas não são geralmente usadas em usinagem
de aços devido à reatividade excessiva entre o nitreto ou os whiskers com o ferro,
levando a rápido desgaste (MEHROTRA, 1998).
Tolerâncias dimensionais estreitas e near net shape (procura pelos menores
sobremetais possíveis aproximando as peças brutas às medidas finais) nos processos de
forjamento, fundição ou sinterização, tem exigido torneamento de peças com pequenos
sobremetais e durezas de têmpera de 50 a 65 HRC em aços (bem como também em
ferros fundidos); e este é o caso dos cilindros de laminação nas suas mesas de trabalho.
Assim como no caso de usinagem de ferros fundidos, as cerâmicas brancas são
usadas em peças de aço de baixa dureza com cortes contínuos e leves. As cerâmicas
mistas aplicam- se bem a cortes de acabamento em aços endurecidos. As cerâmicas
reforçadas (com monocristais) não são convenientes para usinagem de aço em alta
velocidade devido ao rápido desgaste químico; este desgaste é menor nas cerâmicas
reforçadas com monocristais que receberam adição de zircônia (MEHROTRA, 1998).
Estudos dos mecanismos de desgaste químico têm levado mais recentemente ao
desenvolvimento de ferramentas cerâmicas de nitreto de silício revestido com alumina e/
ou nitreto de titânio, quimicamente mais inertes que o material base.
3.11 MODOS DE FALHA E DESGASTE NAS FERRAMENTAS CERÂMICAS
Uma boa compreensão dos mecanismos de desgaste é fundamental para a
utilização bem sucedida destas das ferramentas de corte de cerâmica.
O processo de desgaste da ferramenta durante a usinagem é complexo e não pode
ser explicado apenas por um mecanismo simples como abrasão, deformação plástica,
delaminação, adesão, instabilidade química, reação química ou tribo- oxidação. Na
Figura 7 foram esquematizados.alguns tipos de desgaste (MEHROTRA, 1998).
49
Em geral, o desgaste da ferramenta pode ser explicado como uma combinação de
mecanismos químicos e mecânicos. O desgaste químico pode ser visto como dissolução e
difusão do material da ferramenta na peça (e no cavaco).
Figura 7-Representação dos desgastes em um inserto.
Adaptado de (MEHROTRA, 1998)
As cerâmicas são consideradas materiais de grande resistência ao ataque químico;
mas em certas aplicações de usinagem podem falhar devido à alta temperatura gerada em
regiões adjacentes à aresta cortante. A temperatura alcançada depende dos parâmetros de
corte empregados (velocidade de corte e avanço), da geometria da cunha cortante e dos
materiais constituintes da peça e da ferramenta.
Nas ferramentas de metal duro revestido e cerâmicas, o desgaste (ao menos no seu
estágio inicial) parece ser devido principalmente a dissolução química e abrasão
(VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998)
Nos casos práticos de usinagem de cilindros de laminação, seja no caso de
desbaste ou acabamento, comprovamos que de fato o desgaste inicial de um inserto novo
50
ou reafiado apresenta características de desgaste químico e por abrasão; mas após o
aparecimento de leves crateras, riscos e porosidades, inicia o despreendimento de lascas
que progressivamente tornam- se maiores; e caso for extendido o uso do inserto, podem
desembocar em fraturas que provocam grandes perdas de massa ou dividem o inserto
inutilizando- o ao se tornar impossível sua recuperação por reafiação. De uma forma
geral e para materiais de ferramentas com moderada estabilidade química e médias
propriedades mecânicas, o desgaste mecânico e abrasão predominam em baixas
velocidades de corte; a remoção do material da ferramenta acontece pela ação de pontos
mais duros ou salientes e inclusões com fases duras na peça e nos cavacos. Em maiores
velocidades de corte, a instabilidade química do material (incluindo reações do material
com a atmosfera) vira o fator mais importante de desgaste.
Portanto, o modo dominante de desgaste da ferramenta muda com a temperatura
da aresta cortante. Geralmente o desgaste é analisado levando em conta o local da
ferramenta atingido (aresta, saída, folga, cratera); e a deformação plástica, que atinge os
planos de saída, folga e a aresta de corte (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
A variável com maior influência sobre a temperatura da ferramenta é a velocidade
de corte utilizada; a segunda maior influência sobre a mesma é o avanço. O aumento do
avanço gera um cavaco mais espesso que consegue dissipar mais calor e por isso diminui
a temperatura na zona de geração de calor. Portanto, há uma faixa de velocidades e
avanços para um determinado valor da dureza do material, que é capaz de limitar
adequadamente a temperatura de corte (CHOLL; SMITH, 1994).
Por exemplo, regulando avanços e velocidade de corte para criar na frente da
ferramenta uma zona a aprox. 1.200
o
C utilizando cerâmicas reforçadas, a taxa de
remoção de cavaco de uma liga de níquel pode ser aumentada até 10 vezes com relação a
uma ferramenta de metal duro.
Na usinagem de materiais que têm forte tendência ao encruamento, como por
exemplo todas as ligas de níquel aplicadas na indústria aeronáutica, é característico o
rápido surgimento do desgaste de entalhe. O desgaste de entalhe na aresta secundária de
corte provoca aumento de rugosidade superficial na peça; este tipo de desgaste pode
51
inclusive provocar a quebra catastrófica da cunha cortante limitando assim a vida da
ferramenta. Considera- se que o desgaste por entalhe é um fenômeno principalmente
ligado a temperatura (portanto de natureza química), apesar de que em certas condições
pode ser um fenômeno predominantemente mecânico e ligado à formação de cavacos.
O modo predominante de falha para uma alumina reforçada com whiskers é a de
DOCN (depth of cut notching) (CHOLL; SMITH, 1994), ou desgaste de entalhe; em
ordem decrescente de importância vêm depois o desgaste de flanco, o lascamento da
aresta cortante, e o lascamento de plano paralelo ao plano de saída (esta é a direção mais
fraca, devido à orientação predominante dos whiskers). A química de superfície dos
whiskers também têm grande influência na tenacidade à fratura.
O DOCN é atribuído a agarramento e despreendimento de material da ferramenta
por ação do cavaco. Este processo é acelerado quando há carepa presente durante a
operação de desbaste. Alguns materiais (como alumínio e titânio) apresentam muita
afinidade pelo oxigênio presente nos óxidos na superfície; e isto tende a formar ligações
estreitas com a superfície da alumina.
Em baixas velocidades de corte o mecanismo principal de desgaste em cerâmicas
é abrasão (BALDONI; BULJIAN, 1994), devido a fases duras e pontos ásperos e
salientes na peça e cavacos.
Há dois processos associados a este fenômeno:
• sulcos plasticamente deformados que não envolvem remoção de material
• remoção de material com formação de microcavacos
As cerâmicas são pouco tolerantes à deformação, e seu desgaste é devido à sua
baixa tenacidade à fratura.
A vida das ferramentas de SiAlON está limitada geralmente pelo desgaste de
flanco. Um critério prático típico de vida de ferramenta é o de máximo desgaste de flanco
de 300 micrometros (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998) e máximo desgaste de
cratera de 140 micrometros. Estte tipo de inserto revela muita sensibilidade na transição
entre a parte livre da aresta de corte e a parte da aresta em contato com o material. A
parte da aresta de corte em contato contínuo da peça pode não mostrar lascamento.
52
A ação de um penetrador permite modelar a resposta do material ao emular um
ponto duro saliente da peça (Figura 8).
Em materiais frágeis a ultrapassagem de um valor crítico da força aplicada no
penetrador provoca uma trinca semicircular no plano de simetria da tensão aplicada, e
com carga adicional a trinca subsuperficial cresce até uma medida crítica a partir da qual
torna- se instável e se expande até a superfície. O processo ocorre durante o carregamento
e descarregamento (MC COLM, 1992).
No fim do processo, será obtida uma trinca radial estável e totalmente propagada
(half penny crack) (MENCIK, 1992).
O comprimento da trinca radial em relação à penetração é determinada pela
tenacidade à fratura do material indentado.
Com carregamentos maiores, será gerada uma trinca lateral. Esta se origina
debaixo da superfície e extende- se para fora da região penetrada, paralelamente à
superfície.
Figura 8-Trincas em cerâmica pela ação de corpos duros (penetradores).
Adaptado de (MENCIK, 1992).
53
Em cerâmicas frágeis, a remoção de material por fratura que ocorre na abrasão
pode ser atribuido à interseção de trincas laterais de indentações (partículas duras ou
abrasivas) adjacentes.
O desgaste na superfície de folga acontece principalmente por adesão e abrasão.
Na medida que a folga sofre desgaste, a temperatura sobe rapidamente bem como o
desgaste quando o ponto de amolecimento do material da peça é atingido.
A condição desejável de uso da cerâmica é o desgaste gradual das superfícies de
folga e saída (MEHROTRA, 1998).
A tenacidade à fratura (K
IC
) e a resistência ao cisalhamento (TRS) são indicadores
da tendência do material a fraturar (MEHROTRA, 1998). Na utilização prática de
ferramentas de corte, o crescimento sub- crítico de trincas não é frequentemente
observado.
Outros fatores com influência no desgaste e falha das ferramentas são a geometria
do inserto e da aresta cortante, o estilo do inserto, sua espessura, o porta- ferramentas, a
máquina ferramenta, o uso de fluídos de corte, etc.
Os defeitos de fabricação típicos da cerâmica (assim como os defeitos presentes no
metal duro) apresentam forma aproximadamente esférica, e podem provocar na sua
adjacência uma intensificação da tensão nominal de tração, e a conversão da tensão de
compressão em tensão de tração normal (SHAW, 1994).
Os materiais frágeis são sensíveis não apenas a build up (formação de aresta
postiça) e películas finas soldadas, mas também a quebras por cargas aplicadas ou
retiradas abruptamente, como nas seguintes situações (SHAW, 1994):
• No fim do corte há um gradiente na força de corte que proporciona uma variação
brusca na força aplicada ao inserto aumentando a probabilidade de quebra.
• Uma camada de cavaco aderida á ferramenta (devida aos diferentes coeficientes de
dilatação) causa tensão de tração no fim do corte
• A mudança de tensão de compressão para tração devida a overshooting da
ferramenta também pode causar quebra (entrada ou saída brusca do corte).
54
A pressão média do material na ferramenta é proporcional à energia específica de
corte (u). Com u alta o desgaste devido a fratura é atenuado pelo aumento de pressão
hidrostática; mas a taxa de crescimento de aresta postiça aumenta e isto pode aumentar a
taxa de desgaste total nas cerâmicas. A cerâmica encontra melhor campo de aplicação em
materiais que usinam com baixo valor de energia específica de corte.
O ferro fundido por exemplo, têm energia de corte muito baixa e os cavacos
tendem a fraturar; os flocos de grafite responsáveis pela baixa energia de corte, também
lubrificam e diminuem a adesão. A interdifusão de ferro, silício e ítrio entre a ferramenta
cerâmica e a peça de aço é muito menor do que na usinagem de ferro fundido.
Apesar que o desgaste devido à instabilidade química (solução- difusão- oxidação)
está normalmente associado à formação de cratera na saída, também pode ser um
mecanismo principal no plano de folga da ferramenta.
A Figura 9, adaptada de (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998) ilustra um par
de interação (ensaio de desgaste realizado a quente aplicando pressão entre os
componentes de um par liga ferrosa- cerâmica).
55
Figura 9-Pares de interação cerâmica- ligas de ferro.
Adaptada de (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998)
A zona de interação do lado da cerâmica de SiAlON, contém produtos ricos em
alumínio e oxigênio em matriz rica em ferro, da mesma composição química da zona de
interação do lado metálico.
Quando a componente cerâmica do par é o YSiAlON, os produtos de reação são
ítrio, alumínio, silício, oxigênio, e sob certas condições, nitrogênio.
Em observação microscópica com grandes aumentos, pequenos poros podem ser
encontrados do lado cerâmico de interação. O nitrogênio pode se alojar nos poros, a
partir de cerâmica dissociada.
Zona de difusão do silício
Liga ferrosa
Cerâmica (SiAlON)
N Fe Si
Al
2
O
3
Produtos de
decomposição
do SiAlON
Poros
com N
2
A
B
C
A: frente de reação
B: frente inicial de contato
C: frente de difusão do silício
56
Com o par composto por SiAlON e puro ferro, a interação mostra nitretos do lado
do metal, indicando sua difusão e dissolução. A Figura 10, adaptada de (VLEUGELS;
VAN DER BIEST, 1998) permite verificar a influência de elementos de liga da parte
ferrosa do par, na solubilidade do nitrogênio no ferro. Comparando a reatividade do par
aço- SiAlON verifica- se que o teor de Ni e Si têm uma influência negativa na
reatividade, entanto teor de Cr e Mo aumenta a mesma.
log(f
N
X
)
Teor de elementos de liga (%)
8 10 12 140 2 4 6
-0,6
-0,8
-1,0
-1,2
0,2
0,0
-0,2
-0,4
Cr
Mo
Mn
Co
Ni
Si
C
P
Figura 10-Influência dos teores dos elementos de liga sobre o coeficiente de
atividade do nitrogênio.
Adaptado de (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998)
O ferro fundido é geralmente menos reativo do que os aços; essa menor
reatividade pode ser explicada pelos maiores teores de C e Si; a presença de fósforo pode
também contribuir para a menor reatividade do ferro fundido.
O silício e o nitrogênio da cerâmica dissolvem no ferro fundido, entretanto o
alumínio e o oxigênio combinam com a fase amorfa do contorno de grão cerâmico para
57
formar o produto de reação YSiAlON, permanecendo do lado da cerâmica no par de
reação.
A presença de nitrogênio é evidenciada após esfriamento por grandes bolhas de
gás no seio do ferro fundido.
A menor reatividade do ferro fundido cinzento com relação ao aço coincide com a
prática industrial, já que as cerâmicas de SiAlON mostram performance excelente ao
usinar ferro fundido.
O cálculo teórico da solubilidade dos diferentes SiAlONs na liga ferrosa não
mostra no entanto, correlação com a solubilidade observada nos pares de contato.
3.12 CORRELAÇÃO ENTRE DESGASTE E SOLUBILIDADE.
Segundo Wayne e Buljian (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998), a taxa de
desgaste de uma cerâmica submetida a desgaste abrasivo guarda proporcionalidade
inversa com a resistência do material contra penetração (dureza Hv) e com a resistência à
propagação de trincas (tenacidade à fratura K
IC
). O volume removido em ensaio pino-
disco é proporcional a:
)]/(1[
2/14/3
VICabrasão
xHKW
α
(3)
Onde K
IC
= tenacidade à fratura em MPa m
1/2
, e Hv dureza em GPa, da cerâmica.
Há discrepâncias entre o comportamento dos pares estáticos de interação e as
observações realizadas em ensaios de torneamento de diversos aços, com SiAlONs
apresentando diversas fases (β’, X e O)
Os desgastes de flanco e cratera durante o torneamento, diminuem com o aumento
do nível substitucional na fase β SiAlON, devido à menor solubilidade da cerâmica no
aço com o aumento do nível substitucional. Esta tendência no entanto, está em
contradição com a reatividade medida nos pares estáticos, nos quais a reatividade
58
aumenta com o aumento do nível substitucional na fase β SiAlON (portanto com o teor
decrescente de N na cerâmica).
Os ensaios de torneamento (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998) (Figura 11)
realizados em 1, 2 e 4 minutos com diferentes classes de SiAlONs que apresentam
solubilidade decrescente no ferro puro devido à sua composição química e predominância
de certas fases: YSiAlON (SNC), fase β (BI, BIII), fase β-O (I e II), fase β-X (III), β-X-
Al
2
O
3
(IV e V), e X SiAlON (X) mostraram que a adição de fases não reativas como
alumina e X SiAlON a uma matriz de β SiAlON, aumentam a resistência ao desgaste
químico (acontece o contrário em pares estáticos).
Geralmente falando, a ordem de reatividade dos SiAlONs não corresponde (no
ensaio realizado de torneamento de um determinado tipo de aço ao CrNi), ao desgaste
observado em SiAlONs de diferentes níveis substitucionais durante o torneamento. No
entanto, o desgaste dessas diferentes cerâmicas corresponde muito bem com o equilíbrio
de solubilidade calculado para ferro puro a 1.200
o
C. (Figura 11)
59
Figura 11- Desgaste-de cratera em diferentes SiAlONs
Curvas de solubilidade em equilíbrio de cerâmica em ferro puro (cm3 de cerâmica/
mol de ferro), ou desgaste abrasivo calculado (MPa m
1/2
)
-3/4
xGPa
-1/2
. Ensaio realizado em
aço 50NiCr13 a velocidade de corte 100 m/min. Adaptado de (VLEUGELS; VAN DER
BIEST, 1998)
Do ensaio de torneamento (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998), que foi
também realizado em vários outros tipos de aço além do apresentado na Figura 11,
conclui- se que a reatividade num par estático de interação (a qual é definida como a
profundidade de penetração do metal dentro da cerâmica) é controlada pela taxa de
dissolução do nitrogênio, a qual é controlada principalmente pela solubilidade do N na
liga ferrosa e pelo teor de N da cerâmica, sendo que a taxa de desgaste químico nas ligas
ferrosas durante o torneamento correlaciona- se com a solubilidade em equilíbrio do
material da ferramenta no ferro puro.
O comprimento do contato entre o cavaco e a ferramenta têm influência direta na
temperatura do processo e a energia que é dissipada na ferramenta, e isto terá influência
sobre o comportamento de desgaste termicamente ativado. A maior temperatura com
60
formação de cavacos longos é atingida na superfície de saída da ferramenta, a uma certa
distância da aresta, onde acontece a craterização. A maior quantidade de energia
dissipada pode também aumentar a temperatura na superfície de folga da ferramenta.
Torneando aço CrMoV (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998), (cujos cavacos
são curtos), não é observada correlação do desgaste total (que é controlado por desgaste
mecânico) com solubilidade da cerâmica. No entanto, específicamente o desgaste de
folga correlaciona-se com o desgaste mecânico calculado por abrasão; isto pode ser
explicado considerando as baixas temperaturas geradas pelos cavacos curtos e a presença
de carbonetos muito duros de V que aumentam o desgaste abrasivo nos SiAlONs,
especialmente em aqueles com menor resistência ao desgaste. Quando o desgaste
químico for o modo principal de desgaste, o mesmo pode ser previsto das equações de
solubilidade em equilíbrio das respectivas cerâmicas de sialon a 1.200
o
C (VLEUGELS;
VAN DER BIEST, 1998).
Pode ser postulado (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998) que os resultados dos
pares estáticos de interação podem ser utilizados para predizer o desgaste químico
relativo de um SiAlON quando usinando diferentes ligas ferrosas, assumindo que a
temperatura de contato cavaco- ferramenta é a mesma para todas as peças.
Mesmo se sabendo que o desgaste químico do SiAlON é controlado pela
solubilidade da cerâmica na peça e não pela taxa de dissolução do N como nos pares
estáticos, é de se esperar que diferenças de solubilidade de N entre os diferentes aços
influenciem a solubilidade da cerâmica (VLEUGELS; VAN DER BIEST, 1998).
Apesar de que os processos químicos foram identificados como potencialmente
contributivos ao desgaste das ferramentas baseadas em Si
3
N
4
, em testes de alta
velocidade (5000 m/min) comprova- se que o desgaste é principalmente mecânico
(abrasão).
Grandes deformações plásticas da aresta de corte resultam em maiores forças de
corte e temperaturas levando a maior taxa de desgaste e possibilidades de quebra
catastrófica, sendo causa principal de desgaste em ferramentas de metal duro e aço.
61
Em cerâmicas, as deformações plásticas não são um mecanismo preponderante de
desgaste. O mecanismo principal de desgaste em cerâmicas é abrasão, devido a fases
duras e pontos ásperos e salientes da peça em usinagem (BALDONI; BULJIAN, 1994).
62
4 DESCRIÇÃO DOS PROCESSOS DE PRODUÇÃO
4.1 TORNOS
Os tornos para usinagem de cilindros de laminação na Aços Villares (Usina de
Pindamonhangaba), aonde são conduzidos os processos de torneamento longitudinal,
têm diâmetros admissíveis entre 900 e 1.500 mm, distância entre pontas de 6.000 até
12.000 mm, e potências no motor do cabeçote, entre 150 e 300 KW. Controladas a CNC,
estas máquinas apresentam configuração geométrica e rigidez compatíveis com as
elevadas forças de corte desenvolvidas durante a usinagem de cilindros de laminação.
Uma das características dos equipamentos é a de operar com lunetas de compensação,
que complementam a rigidez do cilindro visando evitar vibrações excessivas devido à
esbeltez dos mesmos. Os barramentos são mais largos (relativamente aos tornos
chamados de universais) para acomodar o vetor força de corte entre as guias, evitando
momentos em cima das torres, as quais por sua vez apresentam configurações de alta
rigidez. As placas são igualmente reforçadas, com castanhas múltiplas apertadas
hidraulicamente ou com mecanismos multiplicadores de força. Devido às elevadas forças
de corte desenvolvidas durante a usinagem, o contato das castanhas da placa com o
cilindro deve ser suficiente para evitar patinamentos e vibrações.
Imagens de dois tornos utilizados na usinagem de cilindros na Aços Villares são
mostradas a seguir. Com algumas variações, os demais equipamentos apresentam
características construtivas similares às exibidas nestas Figuras. O torno da Figura 12,
com 20 t de peso admissível entre pontas, 150 kW de potência, CNC, com luneta para
suportar a peça pela mesa, está usinando um cilindro de trabalho para tiras a frio (LTF).
O torno da Figura 13, com 300 t de peso admissível, 150 kW de potência, a CNC, está
usinando um Cilindro de encosto (BUR).
63
Figura 12-Torno Binns 30”, com 750 mm de diâmetro admissível, 7000 mm entre
pontas
Figura 13-Torno MFD, com 3.750 mm de diâmetro admissível, 15.000 mm entre
pontas.
64
4.2 INSERTOS DE CORTE
4.2.1 Porta- ferramentas
Os insertos de cerâmica utilizados nos processos de torneamento longitudinal dos
cilindros de laminação foram os fornecidos por Kennametal nas classes K090 (Óxido de
alumínio e Carbeto de titânio, prensada a quente) e KY 3000 (SiAlON); e por NTK nas
classes HC2 (Óxido de alumínio e Carbeto de titânio), e NTK SX1 (Si
3
N
4
). As
geometrias utilizadas foram: SNG 12800 T, RCMA 321900 T, e LNU 6688 T (Figura 14
e ); adotamos aqui as denominações comerciais dos insertos, já que dois duas das
geometrias abordadas não são contempladas pela tabela de designações da Norma ISO
1832:2004 (ISO, 2004). Os porta- ferramentas são utilizados em Aços Villares, na
Unidade de Cilindros de Laminação.
Figura 14-Insertos RCMA 321900 T, LNU 6688 T e SNG 12800 T
65
Tabela 4-Tipos de inserto e fornecedores
Tabela de Insertos e
Fornecedores
Fabricante Composição
Classe conforme
fabricante
LNU 6688 T RCMA 321900 T SNG 12800 T
Kennametal
Al
2
O
3
+ TiC K090
X X X
Kennametal
SiAlON KY3000
X
NTK Al
2
O
3
+ TiC HC2
X X X
NTK Si
3
N
4
SX1
X
O inserto LNU- T (Figura 15) é empregado no desbaste de mesas e pescoços de
cilindros.
Figura 15-- Inserto LNU 6688T
T=espessura= 5/8”= 15,87 mm
W=largura= ¾”= 19,05 mm
L= comprimento aresta= 1 ½” = 38,10 mm (KENNAMETAL TOOLS, 1991)
Este inserto não está contemplado na Norma ISO 1832:2004 (não é previsto na
Norma, o formato retangular) (ISO, 2004).
O inserto RCMA T (Figura 16) é utilizado no acabamento de mesas e pescoços.
66
Figura 16-Inserto RCMA 321900T
IC=diâmetro maior= 1 ¼”= 31,75 mm
T= espessura= ¾”= 19,05 mm (KENNAMETAL TOOLS, 1991)
Este inserto é identificado como ROMA 3119 MO S através da Norma ISO
1832:2004 [32].
O inserto de geometria SNG T (Figura 17) é utilizado no acabamento de mesas
devido à sua geometria de maior resistência
Figura 17-Inserto SNG- 12800 T
S= quadrado, com lados constituídos de segmentos de círculo de raio= 128 mm
IC=diâmetro inscrito= 1 ½ ”= 38,10 mm
T= espessura= ½”= 12,70 mm (KENNAMETAL TOOLS, 1991)
Este inserto não está contemplado na Norma ISO 1832:2004 (não é previsto na
Norma, o formato quadrilátero com arestas semicirculares) (ISO, 2004)
67
4.2.2 Afiação da aresta de corte dos insertos cerâmicos
Em todos os insertos mencionados, a aresta de corte apresenta uma afiação com
chanfro (daí a denominação dos fabricantes incluindo a letra T, do inglês T-Land) de
comprimento= 3 mm, λ= -15
o
, e raio de aresta (honing) de 0,2 mm
A afiação da aresta principal de corte é realizada nos insertos das 3 geometrias
mencionadas, como mostra a Figura 18.
Figura 18-Afiação da aresta principal de corte com chanfro e arredondamento.
Conforme mencionado na literatura (KENNAMETAL TOOLS, 1991), o raio do
arredondamento e a dimensão do chanfro são determinados pela experiência: quanto
maior o avanço utilizado, maior deverá ser o chanfro (com o arredondamento
proporcional ao chanfro).
A Figura 19 representa um porta-ferramenta para inserto SNG, e a Figura 20
contém imagens dos porta-ferramentas para insertos LNU e RCMA respectivamente.
68
Figura 19-Porta- ferramentas para inserto SNG 12800 T
durante o corte de um cilindro de aço temperado e revenido. λ=–5
o
, χ=5
o
.
a) b)
Figura 20- Porta-ferramentas para insertos LNU e RCMA:
a) insertos LNU λ=–5
o
, χ = 60º, e b) insertos RCMA λ=0
o
, α=6
o
4.2.3 Materiais constituintes dos insertos cerâmicos:
A título de exemplo apresentamos abaixo a microestrutura de um inserto de
cerâmica mista prensada a quente (óxido de alumínio e carbeto de titânio,Na
microfotografia da Figura 21 podem ser notados grãos unidos pelos pescoços de
sinterização conforme indicado. A escala da fotografia foi deduzida da tabela
comparativa apresentada na fonte de referência.
69
Figura 21-Microfotografia de inserto em cerâmica mista
(óxido de alumínio e carbeto de titânio) prensada a quente (NTK CUTTING
TOOLS, 2000)
As cerâmicas mistas de ambos os fabricantes mencionados na (classes K090,
HC2) apresentam comportamento similar durante a usinagem de cilindros.
Na Figura 22 pode ser observada a microestrutura de um inserto de β-Si3N4,
conceitualmente semelhante ao inserto de classe SX1 apresentado na Figura 22-
Microfotografia de inserto de nitreto de silício. .
Figura 22-Microfotografia de inserto de nitreto de silício.
70
(DE SOUZA, 2005)
O inserto de SiAlON classe KY3000 mencionado apresenta desempenho similar
ao de Si
3
N
4
classe SX1 durante os processos de usinagem observados.
4.3 TIPOS DE MATERIAIS EM USINAGEM:
Foram selecionados os tipos de materiais mais representativos (os que apresentam
maior volume de vendas na produção normal). Os ataques para micrografia foram feitos
com Nital a 2% v/v.
4.3.1 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a frio (LTF):
A Figura 23 registra a matriz constituída de martensita revenida, e a Tabela 5 sua
composição química.
Figura 23-Fotomicrografia LTF.
Superfície da mesa de trabalho
71
Tabela 5-Limites de composição química:LTF (aço forjado marca VC9)
C% Si% Mn% Cr% Ni% Mo% V% S% P%
mín 0,70 0,20 0,20 3,00 0,32 0,05
máx 0,95 0,35 0,30 4,00 0,20 0,45 0,11 0,015 0,015
Processo de fabricação: forjamento livre
Tratamento térmico: mesa normalizada, temperada diferencialmente na superficie,
e revenida
Pescoço normalizado e revenido
Dureza superficial mesa: 80 ShC
Dureza superficial pescoço: 45 ShC
4.3.2 Cilindros de encosto para laminação de tiras a frio ou a quente (BUR):
A microestrutura na Figura 24 é constituída de martensita revenida com
ocorrências de bainita. A Tabela 6 contém a especificação química de uma das ligas mais
comuns.
Figura 24-Fotomicrografia BUR
obtida a 5 mm da superfície da mesa
72
Tabela 6-Limites de composição química BUR (aço forjado marca VC4A)
C% Si% Mn% Cr% Ni% Mo% V% S% P% Nb%
mín 0,40 0,20 0,50 2,70 0,80 0,05 0,07
máx 0,48 0,30 0,90 3,00 0,40 1,00 0,09 0,015 0,015 1,00
Processo de fabricação: forjamento livre
Tratamento térmico: normalizado: temperado superficialmente e revenido (mesa);
normalizado e revenido (pescoço)
Dureza superficial mesa: 63 HSc
Dureza superficial pescoço: 40 HSc
4.3.3 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a quente (FHW), ferro fundido de
coquilhamento indefinido, com núcleo de ferro fundido nodular.
A microestrutura na Figura 25 (e com maior ampliação na Figura 26) é
constituida de grafita na forma semi-compacta e vermicular, carbonetos eutéticos do tipo
M
3
C, em matriz constituída de martensita revenida e bainita.
Figura 25-Fotomicrografia FHW
obtida na superfície da mesa
73
Figura 26-Fotomicrografia FHW
obtida na superfície da mesa
Na Tabela 7 visualiza- se a composição química da mesa FHW:
Tabela 7-Limites de composição química:FHW (ferro fundido marca CI80S)
Processo de fabricação: fundido por centrifugação
Tratamento térmico: alívio duplo de tensões
Dureza superficial mesa: 80 HSc
Dureza superficial pescoço: 37 HSc
Na Figura 27 visualiza-se a microestrutura típica dos pescoços nodulares, que
contém os nódulos de grafita sobre matriz bainítica; e na Tabela 8, a composição química
dos pescoços de ferro nodular.
C% Si% Mn% Cr% Ni% Mo% W% S% P%
mín 3,00 0,55 0,70 1,50 4,20 0,30
máx 3,60 1,15 1,30 2,10 4,80 0,70 0,10 0,030 0,100
74
Figura 27-Fotomicrografia de pescoço em ferro fundido nodular
para cilindro FHW
Tabela 8-Limites de composição química: núcleo de ferro fundido nodular FHW
Dureza superficial mesa: 40 a 67 HSc (faixa mais utilizada 62 a 65 HSc)
Dureza superficial pescoço: 35 a 55 HSc
4.3.4 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a quente (FHW), ferro fundido tipo
Alto Cromo (17% Cr).
A Figura 28 traz microfotografia que registra carbonetos eutéticos do tipo M
7
C
3
em matriz composta por martensita, com ocorrências de perlita. A Tabela 9 contém sua
composição química.
C% Si% Mn% Cr% Ni% S% Mg%
mín 3,30 0,70 0,50
máx 3,60 1,00 0,80 0,60 0,20 0,05 0,1
75
Figura 28-Fotomicrografia Alto Cromo FHW
Tabela 9-Limites de composição química:FHW alto cromo (ferro fundido marca
VHCr17)
C% Si% Mn% Cr% Ni% Mo% S% P% V%
mín 2,10 0,45 0,70 14,00
0,90 0,90
máx 2,60 0,95 1,30 18,00
1,90 1,90 0,03 0,06 0,40
Processo de fabricação: dupla fundição por centrifugação
Tratamento térmico: alívio duplo de tensões
Dureza superficial mesa: 78 HSc
Dureza superficial pescoço: 30 HSc
4.3.5 Cilindros de trabalho para laminação de tiras a quente (FHW), tipo Aço Rápido
fundido.
A Figura 29 e a Figura 30 (esta com maior ampliação) permitem visualizar
carbonetos eutéticos do tipo M
7
C
3
em matriz composta por martensita. A Tabela 10
registra a composição química desta liga.
76
Figura 29-Fotomicrografia Aço Rápido FHW
obtida na superfície da mesa
Figura 30-Fotomicrografia Aço Rápido FHW
obtida na superfície da mesa.
Tabela 10-Limites de composição química:FHW aço rápido (aço rápido fundido
marca VHHS18)
C% Si% Mn% Cr% Ni% Mo% S% P% V% W%
mín 1,75 0,75 0,35 7,20 0,80 1,90 4,50 1,90
máx 1,85 0,85 0,45 7,80 1,00 2,10 0,02 0,05 5,00 2,10
77
Processo de fabricação: dupla fundição por centrifugação
Tratamento térmico: recozimento, têmpera, revenimento
Dureza superficial mesa: 78 HSc
Dureza superficial pescoço: 35 HSc
4.3.6 Cilindros de trabalho para laminação de não planos a quente (WR em ferro
fundido centrifugados e Nodulares)
A composição química e microestrutura dos cilindros WR centrifugados guardam
semelhança com a dos cilindros FHW coquilhamento indefinido e Aço Rápido, Figura 25
e Tabela 7 (não existe a classe Alto Cromo em cilindros WR).
Método de fabricação: fundição centrifugada
Tratamento térmico: dependendo da composição química, normalizado e revenido
(aços rápidos) ou alívio de tensões
Dureza superficial mesa: 60 a 82 HSc (dureza mais frequente, 77 HSc)
Dureza superficial pescoço: 30 a 40 HSc
Pode ser verificada na Tabela 11 a composição química mais frequente para os
cilindros Nodulares:
Tabela 11-Limites de composição química Nodulite (ferro fundido nodular marca
Nodulite B)
C% Si% Mn% P% S% Ni% Cr% Mo% Mg%
mín 3,29 1,25 0,30 2,20 0,40 0,30 Cf.
aplicação
máx 3,50 1,90 0,55 0,09 0,025 3,30 1,05 0,60 Cf.
aplicação
Método de fabricação: fundição convencional
Tratamento térmico: dependendo da composição química, normalizado e revenido,
alívio de tensões ou sem tratamento.
78
4.4 PROCESSOS DE TORNEAMENTO LONGITUDINAL
Estes processos são aplicados ao desbaste e acabamento dos cilindros em ferro
fundido (cilindros de trabalho aplicados na laminação de produtos planos, abreviaturas
FHW e PM; e aplicados na laminação de não planos: nodulares, abreviatura Nodulites, e
centrifugados, abreviatura WR). As operações de torneamento longitudinal são aquelas
que maior tempo de usinagem consomem relativamente à totalidade do tempo empregado
na usinagem dos cilindros. Descrevemos a seguir cada item principal do processo de
torneamento de cada tipo principal de cilindro, adicionando um croquis esquemático da
operação.
4.4.1 Desbaste de mesa FHW e PM
Os cilindros FHW são produzidos em ferro fundido nodular (pescoços) e em diversos
ferros fundidos resistentes ao desgaste (mesas de trabalho coquilhadas, por dupla fusão e
centrifugação). Este tipo de cilindros constituem relativamente, o maior número de peças
processadas na fábrica. Um processo similar de usinagem é aplicado ao restante dos
cilindros de ferro, isto é PM e Nodulares, que são respectivamente produzidos em ferro
ligado e pescoço cinzento por dupla fusão estática; e em ferro nodular totalmente, com
mesa coquilhada. Este primeiro passe (
Figura 31) é realizado após tratamento térmico de alívio de tensões, com ângulo de
posição χ= 5
o
, ângulo de saída λ= –5
o
, e aresta de corte composta de múltiplos insertos
SNGN 56. O estado de superfície dos cilindros FHW não permite a utilização de
cerâmica para o desbaste desde o estado bruto de fundição; esta operação é realizada com
metal duro.
79
Figura 31-Desbaste de mesa FHW
Para proteger a coquilha durante a fundição dos cilindros FHW (fundidos por
centrifugação), é aplicada sobre a superfície interna da mesma uma tinta refratária que
após desmolde permanece aderida ao cilindro. As coquilhas apresentam furos em certos
intervalos, para saída de gases; e isto provoca na região de influência de cada furo,
regiões de maior dureza superficial.
Os cilindros FHW são esmerilhados na Fundição para remover a tinta refratária
aderida ao cilindro antes do tratamento térmico. Depois do tratamento, a superfície
apresenta ainda restos de tinta refratária, marcas de tinta mais destacadas na região dos
furos de saída de gases, e oxidação desenvolvida durante o alívio de tensões. Estas
ocorrências inviabilizam o uso de cerâmica no desbaste das mesas, já que os fatores de
superfície acima descritos provocam quebras freqüentes dos insertos. A operação é
realizada com metal duro. A
Figura 32 permite avaliar o estado de superfície do cilindro imediatamente antes
da sua entrada no torno de desbaste.
80
Figura 32-Superfície bruta de fundição de cilindro FHW
No caso dos cilindros de trabalho para chapas grossas PM (fundidos
estaticamente), é aplicada sobre a coquilha uma tinta à base de grafita. A superfície após
desmolde é mais suave e regular (Figura 33) que nos cilindros centrifugados, motivo pelo
qual a tinta aderida ao cilindro não precisa ser removida por esmerilhamento, o que
também diminui a oxidação durante o tratamento térmico. Isto parece confirmar que a
grafita pode atuar como lubrificante durante a usinagem, e também no sentido da
regularidade da superfície (em termos geométricos, de rugosidade e de menor ocorrência
de pontos heterogêneos) resultar num facilitador para o uso de ferramentas cerâmicas. Os
cilindros para chapas grossas fundidos estaticamente PM, permitem geralmente (exceto
problemas superficiais como entranhamentos e outros desvios no processo de fundição)
proceder ao desbaste no torno sem esmerilhamento utilizando ferramenta de cerâmica
(SiAlON) de geometria SNG 12800 T, χ= 5º, λ= -5º, sem ocorrência de quebras
excessivas, com parâmetros de corte similares aos utilizados no passe posterior de
acabamento da mesa com cerâmica.
81
Figura 33-Superfície bruta de fundição de cilindro PM
4.4.2 Acabamento de mesa
No desbaste da mesa são eliminados os restos de tinta de fundição, a oxidação do
tratamento térmico e o empenamento e ovalização da mesa eventualmente provocados
pelo alívio de tensões. É durante o passe de acabamento que a cerâmica (K090
Kennametal, cerâmica preta mista) permite obter taxas de remoção superiores ao Metal
Duro por meio de uma ferramenta com ângulo de posição χ= 5
o
, ângulo de saída λ= –5
o
,
geometria SNG 12800 T (Figura 34).
82
Figura 34-Passe do acabamento da mesa FHW
4.4.3 Desbaste do raio da mesa e pescoços
O desbaste dos raios mesa/pescoço é realizado em vários passes, cujo número
depende do sobremetal de fundição e da geometria do cilindro acabado. Os primeiros
passes de desbaste (são realizados na direção mesa/ face dos pescoços com ferramentas
com χ= 60
o
(Figura 35). Os últimos passes de desbaste são realizados na direção da mesa
(Figura 36).
Figura 35-- Desbaste do raio da mesa e pescoços FHW,
na direção de placa e contraponto
83
Figura 36-Desbaste de pescoços FHW, na direção do centro
do cilindro.
4.4.4 Desbaste final e acabamento de pescoços
Os passes de desbaste finais são realizados na direção do centro do cilindro (para
esboçar os ressaltos entre os diferentes diâmetros) com duas ferramentas
simultaneamente (χ = 88º, λ -5º), como foi ilustrado na Figura 36. Por último (Figura 37)
é realizado o acabamento dos pescoços com duas ferramentas cerâmicas trabalhando
simultaneamente, de geometria RCMA.
84
Figura 37-Acabamento dos cilindros FHW
4.4.5 Desbaste dos cilindros WR
Os cilindros para laminação de produtos não planos (seja em ligas nodulares
quanto em ligas de coquilhamento indefinido, ou seja a maior parte dos WR) podem ser
desbastados na sua maioria com ferramentas de cerâmica (Si
3
N
4
ou SiAlON) desde o
estado bruto de fundição, o que pode ser atribuido ao melhor estado superficial dos
cilindros para não planos (Nodulares e WR) em comparação aos cilindros FHW. Os
cilindros Nodulares após fundição apresentam boa cilindricidade e baixa rugosidade, não
havendo necessidade de esmerilhamento; provavelmente a pintura de grafite aderida à
superfície pode agir como lubrificante da aresta de corte. Nos cilindros WR (Figura 38) é
realizado um esmerilhamento após desmolde na fundição, com melhores resultados
quanto a cilindricidade e rugosidade superficial com relação aos cilindros já descritos
FHW, especialmente pelo fato de não serem utilizados nas coquilhas dos cilindros WR os
respiros de saída de gases de fundição, obtendo- se portanto uma superfície mais
homogênea e sem pontos duros. A menor dureza média dos cilindros WR e o seu menor
85
diâmetro com relação aos cilindros FHW podem ser relacionados a um esmerilhamento
após fundição com superfície mais regular (menos facetada), como ilustrado na Figura 38
Figura 38-Superfície dos cilindros WR antes da usinagem
Esta operação de desbaste, diferentemente da mesma operação nos cilindros FHW,
e analogamente ao desbaste dos cilindros PM, é realizada desde o estado bruto de
fundição utilizando insertos de SiAlON tanto nos cilindros WR quanto nos Nodulites. O
processo é esquematizado na Figura 39. Os tornos para estes cilindros possuem apenas
um carro de torneamento, porque as reduzidas dimensões dos cilindros WR e Nodulites
faria com que dois carros interferissem demasiadamente entre si. A ferramenta é o inserto
LNU 6688 T posicionado em ângulos de χ= 60º e λ= -5º.
86
Figura 39-Desbaste de mesa WR e Nodulites
A operação de desbaste de pescoços é realizada com uma ferramenta análoga à de
desbaste de mesa (Figura 40), com ferramenta K090, a ângulos de χ= 60º e λ= -5º.
Fig. ......Desbaste de pescoços WR e Nodulite
Figura 40-Desbaste de pescoços WR e Nodulite.
87
4.4.6 Acabamento de mesa e pescoços dos cilindros WR e Nodulite
A operação de acabamento de mesa é realizada com ferramenta de geometria SNG
12800 T, classe K090, com ângulos χ=5º, e λ= -5º ,conforme Figura 41
Figura 41-Acabamento da mesa WR e Nodulite.
O acabamento dos pescoços (Figura 42), analogamente ao processo dos cilindros
FHW, procede utilizando uma ferramenta de geometria RCMA 311900, classe K090.
Fig. xxx Acabamento de pescoços WR e Nodulite
Figura 42-Acabamento de pescoços de cilindros WR e Nodulite
88
4.5 PROCESSOS DE TORNEAMENTO LONGITUDINAL PARA DESBASTE E
ACABAMENTO DE CILINDROS FORJADOS LTF E BUR.
Estes cilindros são produzidos em aço forjado, em dois tipos principais: cilindros
de trabalho LTF (para laminação a frio, de tiras de aço ou alumínio), e cilindros de
encosto para laminação de tiras a frio ou a quente, BUR. Nos dois casos, os cilindros são
fabricados em um único material (a diferença dos cilindros de ferro, que em certos casos
são produzidos utilizando dois materiais diferentes para a mesa e os pescoços). A dureza
mais elevada da mesa dos cilindros é obtida temperando em água ou por indução, ou
normalizando com ar forçado essa região de trabalho, posteriormente aplicando o
revenimento à peça inteira. No caso particular dos cilindros de trabalho para laminação
de tiras a frio de aço ou alumínio, intercala- se entre a têmpera e o revenimento uma etapa
de esfriamento sub- zero (– 70
o
C ) para minimização da ocorrência de austenita retida,
microestrutura esta prejudicial ao desempenho do cilindro durante a laminação, e também
à usinabilidade.
4.5.1 Processo de forjamento de cilindros LTF e torneamento de desbaste da mesa e
pescoços; torneamento de acabamento antes de têmpera
O forjamento é realizado dentro de uma faixa de temperaturas de 1.000
o
C a 1.250
o
C. Depois de pelo menos dois ciclos de aquecimento e forjamento, o cilindro é
conduzido ao tratamento térmico de normalização e revenimento, para finalmente passar
para a usinagem. A modalidade de forjamento livre produz peças brutas com desvios de
cilindricidade e retilineidade longitudinal. As condições geométricas da superfície da
mesa e a formação de carepa decorrente do forjamento e tratamento térmico (Figura 43)
não permitem uma utilização eficiente da cerâmica devido ao número de quebras de
insertos que provocam, processando- se o desbaste com metal duro.
89
Figura 43-Superfície característica de cilindro LTF bruto de forjamento
As operações de torneamento longitudinal em cilindros forjados são aquelas que,
maior tempo de usinagem consomem relativamente à totalidade do tempo empregado na
usinagem dos cilindros (analogamente ao torneamento longitudinal dos cilindros de ferro
fundido). O esquema do desbaste de pescoços com metal duro é visualizado na Figura 44.
Figura 44-Desbaste da mesa LTF
90
Pelas mesmas razões relativas ao estado da superfície dos cilindros após
forjamento e tratamento térmico explicadas em 4.5.1, o pescoço dos cilindros também é
desbastado (Figura 45) com metal duro, com uma ferramenta composta por 6 insertos, χ=
60º e λ= -5
o
Figura 45-Desbaste de pescoços LTF
O pescoço do cilindro é acabado (Figura 46) com inserto RCMA classe K090.
Figura 46-Acabamento de pescoços e face da mesa antes da têmpera
91
O acabamento da mesa antes de têmpera é realizado por meio de ferramenta
cerâmica geometria SNG 12800 T, classe K090, com ângulos χ= 5º, e λ= -5º (Figura 47)
com vantagens frente ao metal duro, já que a superfície foi totalmente desbastada na
operação anterior e não há irregularidades que possam fraturar subitamente a cerâmica.
O inserto de cerâmica com essa geometria de amplo raio, também propicia a
obtenção de um acabamento superficial de baixa rugosidade e com manutenção de boa
cilindricidade devido ao pouco desgaste; o que é importante para assegurar a boa
produtividade do torneamento após têmpera.
Fig. Acabamento da mesa antes da têmpera.
Figura 47-Acabamento de mesa de cilindros LTF antes da têmpera
4.5.2 Acabamento dos pescoços e da mesa de cilindros LTF após têmpera
Nestas operações (Figura 48, Figura 49) a cerâmica encontra uma das suas
aplicações mais vantajosas frente ao metal duro. A face da mesa adquire dureza elevada
após têmpera e revenimento, de modo que a ferramenta deve possuir elevada dureza e
apresentar pouco desgaste (o cilindro está praticamente acabado e a tolerância de
usinagem é estreita). Esta é a operação em que a cerâmica como substituição ao metal
duro foi utilizada em primeiro lugar nos cilindros de aço forjado, já que a operação com
metal duro era extremamente penosa e lenta. Uma vez acabada a face da mesa, a
92
usinagem do pescoço procede normalmente já que não há grande elevação de dureza
nessa região do cilindro.
5.3.5 – Acabamento de pescoços após têmpera
Fig. 5.30 – Acabamento de pescoços após têmpera
Figura 48-Acabamento do pescoço e face da mesa LTF após tempera
As laminações usuárias de cilindros LTF tem aumentado ao longo do tempo suas
especificações de dureza, porque as tiras laminadas a frio são requisitadas pelo mercado
em espessuras cada vez menores, em materiais mais duros e com especificações de
planicidade maiores. Essas condições exigem dos cilindros de trabalho a frio, uma maior
resistência mecânica e ao desgaste, condições estas que diminuem a usinabilidade. Os
pedidos de cilindros de durezas superiores a 64 HRC são cada vez mais freqüentes, e
nestes casos a usinagem com metal duro é praticamente impossível. O acabamento da
mesa é realizado com ferramenta de geometria SNG 12800 T, classe K090, com χ= 5º, e
λ= -5º. A geometria SNG 12800 T é muito conveniente para as cerâmicas, já que
apresenta raio de curvatura de 128 mm, muito maior que o raio de uma ferramenta
RCMA 311900 (cujo raio é 16 mm). Para as operações de torneamento duro, a geometria
SNG apresenta muito maior resistência à fratura (e pode ser utilizada com maiores
avanços) do que a ferramenta de geometria RCMA mencionada.
93
Figura 49-Acabamento de mesa LTF após tempera
4.5.3 Processo de forjamento de cilindros BUR e torneamento de desbaste da mesa e
pescoços
Estes cilindros são produzidos em aço forjado em um único material; a dureza
mais elevada da mesa é obtida aquecendo- a rapidamente em um forno a gás de alta
potência, esfriando o cilindro de maneira controlada numa máquina rotativa a névoa
d’água (tratamento térmico chamado de têmpera diferencial, porque possibita temperar
apenas uma camada superficial do cilindro, de aproximadamente 60 mm).
Posteriormente, os cilindros são revenidos. O desbaste do cilindro de encosto na condição
bruta de forjamento deve ser realizado (Figura 50) com metal duro devido às
irregularidades superficiais apresentadas pela peça bruta de forjamento, que causam
quebras excessivas nos insertos de cerâmica de qualquer classe. A ferramenta apresenta
aresta de corte reta composta de 6 insertos SNGN 56, com χ = 45
o
, λ= -5º.
A Figura 51 permite visualizar o acabamento da mesa antes da têmpera do cilindro
BUR, realizado com ferramenta SNG.
94
Figura 50-Desbaste de mesa BUR
Figura 51-Acabamento do diâmetro de mesa antes da têmpera
Devido à carepa formada nos tratamentos térmicos de têmpera e revenimento, é
necessário utilizar o metal duro (Figura 52) para realizar o primeiro passe de desbaste. A
ferramenta conta com múltiplos insertos geometria SNGN 56, classe P05, χ= 30º, λ= -5º.
95
Figura 52-Desbaste diâmetro da mesa após têmpera
4.5.4 Desbaste e Acabamento da mesa de cilindros BUR após têmpera; acabamento dos
pescoços
Na Figura 53 é esquamatizado o processo de acabamento da mesa com cerâmica
classe K090; apesar da dureza dos cilindros BUR não ser tão elevada quanto a dureza dos
cilindros LTF, os cavacos da mesa são quebradiços, e a cerâmica permite uma remoção
de material superior àquela que é possível quando utilizado o metal duro.
Figura 53-Acabamento da mesa BUR
96
A operação de acabamento da face da mesa e pescoços (Figura 54) é realizada
com uma ferramenta geometria RCMA 311900, em cerâmica K090; o acabamento da
face da mesa é uma operação de alta solicitação melhor resolvido com ferramentas
cerâmicas.
Figura 54-Acabamento da mesa BUR
97
4.6 REALIZAÇÃO DAS IMAGENS DE DESGASTE
As microfotografias foram realizadas no Estereomicroscópio Leica GZ6 do
Laboratório de Materiais da FEG, Laimat 2 (Figura 55); e no Microscópio invertido Zeiss
Laboratório de Materiais da FEG, Laimat 1 (Figura 56).
Figura 55-Estereomicroscópio Leica GZ6
Figura 56- Microscópio invertido Zeiss
98
5 RESULTADOS
5.1 DESGASTE DOS INSERTOS DE CERÂMICA MISTA NA USINAGEM DE
LTFS (AÇO FORJADO)
5.1.1 Insertos RCMA 321900 T em cilindros de aço forjado LTF.
Na seqüência, podem ser observados insertos de geometria RCMA 321900 T
utilizados nos tornos para acabamento de cilindros de aço forjado LTF, após um passe
completo na operação de acabamento da face da mesa já temperada e pescoço (conforme
processo já apresentado na Figura 48). Os cilidros apresentavam diferentes durezas
dentro das especificações da liga VC9 (a dureza é determinada caso a caso para atender
os requisitos de cada cliente). O tempo de usinagem médio foi de 20 minutos. O desgaste
nas arestas de corte observadas corresponde sempre a um único passe, já que a prática é a
de girar sempre o inserto para o próximo passe utilizando uma nova aresta, ou trocá-lo
por outro novo se todas as arestas tiverem sido utilizadas, ou no caso do inserto
apresentar uma fratura importante. Portanto, as figuras que se seguem representam
diferentes insertos. Os sobremetais que o inserto remove em cada passe apresentam
variações ao longo do pescoço do cilindro devido ao empenamento que a peça apresenta
após têmpera e revenimento, e que pode obrigar o operador do torno a mudar o número
de passes previsto alterando assim o sobremetal em cada passe. O sobremetal também
pode apresentar variações (conicidade da peça) provocada por desalinhamento
geométrico das máquinas que realizam o acabamento das peças antes da têmpera. Os
operadores frequentemente ajustam (diminuindo ou aumentando por meio do recurso do
override do CNC) ao longo do passe, as condições de usinagem segundo sua avaliação do
estado do inserto, as variações de sobremetal e o nível de dureza do cilindro em
usinagem, respeitando os limites estabelecidos no processo. Face a essas condições
variáveis observadas na prática, resulta difícil estabelecer uma análise dos mecanismos de
99
desgaste. No entanto, podem ser reconhecidos padrões de desgaste mais típicos que
procuramos agrupar nas séries de figuras que se sucedem, postulando uma relação com
condições de corte características. Foram utilizados insertos da classe K090 (Kennametal,
cerâmica mista), no acabamento de pescoço e mesas temperados de cilindros LTF liga
VC9.
Um padrão de desgaste em passes de menor sobremetal, é o de múltiplas marcas
aninhadas dentro de uma tênue cratera de superfície suave a), sendo b) a direção do
avanço. Não há desgaste de folga mensurável neste estágio, Figura 57. Mesmo sem
desgaste de folga apreciável, a aresta é sempre substituída (por giro do inserto sobre seu
eixo) para o próximo passe. Evita- se assim sobrepor o desgaste provocado por 2 passes
sucessivos, para diminuir o risco de fraturas. As três ramificações da indicação a)
mostram marcas provocadas pelos diversos sobremetais removidos pelo inserto ao longo
do passe. A influência de diferentes sobremetais sobre o desgaste de insertos de aresta de
corte circular pode ser visualizado esquematicamente na Figura 59.
Figura 57-Vista normal à superfície de saída em inserto RCMA. Sugestão de
cratera.
Marcas correspondentes às diferentes profundidades de corte e avanços.
100
Na Figura 58 é mostrada com maior ampliação, outra ferramenta com marcas (a)
similares às apresentadas na Figura 57, sugerindo aderências do material da peça.
Figura 58-Marcas na superfície de saída de inserto RCMA
A Figura 59 permite visualizar ilustrativamente, a forma da seção de cavaco
retirada em duas diferentes condições de avanço e profundidade de usinagem quando
utilizada uma ferramenta de geometria RCMA (o mesmo esquema aplica- se às
ferramentas SNG, que apresentam aresta circular). A região correspondente à maior
espessura de corte é a que apresenta inicialmente maior degradação com sinais de atrito,
escoamento de material, trincas, e depois lascamentos.
Na Figura 59 podem ser identificados: a), b) maior e menor profundidade de
usinagem; c),g) Interseções entre a parte ativa e livre da aresta principal de corte; d)
maior espessura de corte; e), f) maior e menor avanço.
101
Figura 59- Diferentes profundidades de usinagem e avanços em ferramenta
RCMA.
Na Figura 60 é possível perceber em outro inserto RCMA de cerâmica mista uma
região com a superfície desgastada na região correspondente à maior espessura de corte.
a) sinais de desgaste b) marcas sugestivas de trincas, na região de maior espessura de
corte, c) direção do avanço. Vista normal à superfície de saída. O desgaste de flanco não
é perceptível neste estágio de desgaste.
102
Figura 60- Desgaste da ferramenta RCMA, região de maior espessura de corte.
A Figura 61 registra um inserto RCMA com sinais de desgaste na região de maior
espessura de corte. a) sinais de aderências e escoamento do material da peça; b) borda da
cratera com sinais que sugerem aderências e escoamento do material da peça. Vista
normal à superfície de saída. Na borda do inserto é visível o arredondamento da aresta de
corte, que fornece uma coloração diferente daquela da superfície de saída.
103
Figura 61- Inserto RCMA com marcas dentro do início de cratera.
A Figura 62 permite observar, em outra ferramenta, um estado de desgaste maior
que o apresentado pelo inserto da Figura 61: a) superfície côncava decorrente de
lascamento com despreendimento de volume discreto de material; b) leve cratera; e c)
sinais sugerindo aderências e escoamento de material da peça, na região correspondente à
maior espessura de corte (ver também Figura 63).
104
Figura 62- Inserto RCMA. Fratura na região de maior espessura de corte.
Na Figura 63 pode ser visualizada uma região da superfície de saída de outro
inserto RCMA de cerâmica mista, que a semelhança da Figura 62, contém a imagem da
região de maior espessura de corte em inserto RCMA, com: a) superfície côncava
(profunda o suficiente com relação à superfície de saída, para ficar fora do campo de
iluminação) provocada por lascamento com despreendimento de volume discreto de
material; b) cratera; c) marcas que sugerem aderências e escoamento do material da peça.
Vista normal à superfície de saída.
105
Figura 63- Inserto RCMA, região de maior espessura de cavaco.
São notadas na Figura 64, duas marcas de avanço correspondentes a diferentes
profundidades de corte em inserto de cerâmica mista RCMA. No fim do passe, são
frequentemente visíveis os lascamentos nas regiões que trabalharam com maior espessura
de usinagem como no presente caso. São visíveis: a) dois segmentos da aresta de corte
(correspondentes a variações no sobremetal), com lascamentos; b) início de cratera. Vista
normal à superfície de saída
106
Figura 64-Inserto RCMA após corte com profundidades de usinagem diferentes.
Na Figura 65 são visíveis lascamentos na aresta de corte do inserto correspondente
à maior espessura de corte, que provocaram desgaste nas superfícies de saída e folga; este
desgaste aparece habitualmente nos cilindros que apresesentam as maiores durezas. a)
desgaste medido sobre a superfície de folga, 1 mm; b) desgaste medido sobre a superfície
de saída, 1,4 mm. Ambos os desgastes foram medidos por meio de lupa com escala,
previamente à observação microscópica. O desgaste de folga observado corresponde
aproximadamente à média dos maiores desgastes de folga observados em amostragem de
insertos (ver Apêndice).
107
Figura 65- Inserto RCMA com lascamentos nas superfícies de saída e folga.
Na Figura 66 são visíveis lascamentos na aresta de corte de um inserto RCMA em
cerâmica mista, que provocaram desgaste nas superfícies de saída e folga; a) lascamentos
em degraus. Vista normal à superfície de saída. Trata- se do mesmo padrão de desgaste
observado na Figura 65.
108
Figura 66-Lascamentos na aresta de corte em ferramenta RCMA.
5.1.2 Seqüências típicas de desgaste dos insertos RCMA 311900 T em cilindros LTF
Na Figura 67, seqüência de imagens de diferentes insertos RCMA apresentando
diferentes níveis de desgaste após um passe de acabamento de pescoço e face de mesa
não temperada de LTF, em diferentes condições de profundidade de usinagem (ditada
pelo sobremetal a remover) e avanços, nos quais podem ser percebidos; a) tênue cratera;
b) início de desgaste de flanco na região da aresta com maior espessura de corte; c)
cratera mais profunda com sinais de aderências e escoamento de material, e desgastes nas
partes livres da aresta; d) lascamentos progressivos nas áreas extremas das crateras,
observados geralmente nas regiões das arestas submetidas às maiores espessuras de corte
e nas regiões com desgaste inicial de entalhe.
109
Figura 67-Seqüência de desgaste em insertos RCMA, em LTF não temperado.
Podem ser visualizados na Figura 68, os desgastes habituais em insertos RCMA
quando utilizada para acabar pescoços e face de mesas temperadas: a) tênue cratera; b)
início de desgaste de saída e flanco na região livre da aresta principal de corte (entalhe);
c) início de desgaste de saída e flanco na região livre da aresta principal de corte
(entalhe); d) lascamentos sucessivos iniciando nos desgastes de entalhe.
110
Figura 68- Seqüência típica de inserto RCMA em usinagem de aço LTF
temperado.
O estágio inicial do desgaste dos insertos em cerâmica mista RCMA 311900 T
durante a usinagem de pescoços, e faces de mesas temperadas ou não, é por cratera; a
qual inicia no ponto correspondente à transição entre a aresta principal e a aresta
secundária, e termina no ponto livre (sem corte) da aresta principal (vide Figura 59). Na
região de maior espessura de corte, podem aparecer entalhes e lascamentos que
progridem na medida do tempo de usinagem. Em casos mais severos, se o inserto não for
girado ou substituído antes de terminar o passe, poderá ocorrer a fratura total e o
conseqüente sucateamento do mesmo. A usinagem da face temperada da mesa intensifica
os desgastes com relação ao estado antes da têmpera, com surgimento acelerado de
cratera e entalhes, com eventuais lascamentos finais de maiores proporções.
O principal aprendizado obtido com a utilização dos insertos em cerâmica mista
RCMA 311900 T no torneamento de aço forjado é que seu desgaste de flanco é menor
que o apresentado por insertos de metal duro na mesma operação, permitindo maior
aderência às tolerâncias dimensionais da peça acabada. Para minimizar o desgaste é
conveniente manter os parâmetros de corte dentro de um campo tal a minimizar o
111
surgimento de lascamentos, já que estes dão lugar a outros lascamentos progressivamente
maiores podendo levar à fratura da ferramenta. Lascamentos sucessivos também podem
levar à interrupção do passe, devido ao acentuado desgaste provocado na ferramenta com
a conseqüente perda de medidas da peça. As maiores durezas da peça preconizam o
surgimento de lascamentos na ferramenta, o que exige maior atenção na definição de
parâmetros (especialmente espessura de corte, para permitir uma boa distribuição de
tensões ao longo da aresta).
5.1.3 Insertos SNG 12800 T, cerâmica mista, antes e depois da têmpera, em cilindros
LTF.
No inserto mostrado na Figura 69 o passe de acabamento antes da têmpera na
mesa de um cilindro de aço LTF liga VC9 provocou um desgaste de cratera; desgastes de
entalhe, e um início de lascamento no segmento da aresta submetido à maior espessura de
corte. a), c) desgastes de entalhe com lascamentos; b) desgaste de cratera; d) direção do
avanço. O desgaste de flanco na região do entalhe a) não resultou importante (é esta a
região com maior influência no acabamento superficial da peça).
112
Figura 69- Inserto SNG. Desgaste por lascamentos acumulados, cratera e entalhes,
em material não temperado.
No inserto SNG representado na Figura 70, é visível uma cratera c) na superfície
de saída b). O inserto foi chanfrado na aresta principal de corte d). A posição da aresta
principal de corte é sinalizada pelo segmento a).
113
Figura 70- Desgaste de cratera em inserto SNG.
114
A Figura 71 contém ilustração representando o desgaste de um inserto SNG após
corte em mesa temperada de cilindro LTF. a), d) desgastes de entalhe e lascamentos; b)
direção do avanço; c) leve desgaste de cratera; d) posição inicial da aresta de corte; e)
desgaste da superfície de saída; f) desgaste de folga.
Figura 71-Lascamentos em inserto SNG em cilindro LTF temperado.
A Figura 72 permite visualizar o desgaste de folga por lascamentos em inserto
SNG de cerâmica mista, após usinagem de cilindro LTF na liga VC9, temperado; a)
situação da aresta de corte original; b) superfície de folga; c) lascamentos em degraus.
Vista normal à superfície de folga.
115
Figura 72- Desgaste de folga por lascamento em inserto SNG de cerâmica mista,
na usinagem de liga VC9 temperada.
5.2 DESGASTE DOS INSERTOS DE CERÂMICA NOS CILINDROS FHW (FERRO
FUNDIDO)
5.2.1 Insertos RCMA 311900 T
Na seqüência abaixo, podem ser observados insertos de geometria RCMA 321900
T utilizados nos tornos de acabamento de cilindros FHW, após um passe completo na
operação de acabamento da face da mesa coquilhada e pescoço de cilindros na liga CI80.
Foram selecionados dois exemplos de desgaste mais típicos para um botão, com baixo e
116
com alto desgaste, classificados por comparação relativa de insertos devolvidos à
ferramentaria para afiação. O tempo de usinagem médio foi de 15 minutos.
Na Figura 73 observa- se um padrão de baixo desgaste após um passe: pode ser
notada uma cratera inicial, sucedida por lascamentos de arestas arredondadas na região da
maior espessura de corte. Os lascamentos propagam- se em degraus, na direção do raio
do inserto. A vista normal à superfície de saída permite avaliar: a) chanfro da superfície
de saída; b) cratera; c) lascamentos na aresta principal; d) direção do avanço.
Figura 73-Segmento da aresta principal de inserto RCMA correspondente à maior
espessura de usinagem.
Na Figura 74 pode ser observado um padrão de desgaste severo nas superfícies de
saída e folga do inserto RCMA de cerâmica mista. Geralmente esse estado de desgaste
não permite a continuidade da usinagem, gerando altas temperaturas e sinais helicoidais
na superfície do cilindro. O desgaste da folga geralmente têm origem em entalhes e
lascamentos. a) chanfro da superfície de saída (similar ao mostrado na Figura 18; b)
lascamentos com suas bordas desgastadas pelo atrito com o cavaco; c) início de cratera;
d) direção do avanço. Vista da superfície de saída.
117
Figura 74-Desgaste severo por lascamentos em degraus, em inserto RCMA em
usinagem da liga CI80.
Na Figura 75 desgaste de folga de inserto RCMA em cerâmica mista, com padrão
de desgaste severo. a) superfície de folga; b) desgaste da superfície de folga.
Figura 75-Inserto RCMA. Superfície de folga
Na Figura 76, inserto RCMA em cerâmica mista, após usinagem de borda de mesa
de ferro fundido coquilhado CI 80 e pescoço de ferro nodular. a) superfície de saída; b)
118
desgaste por cratera e arredondamento por atrito; c) lascamentos; d) posição inicial da
aresta de corte. Vista normal à superfície de saída.
Figura 76- Desgaste severo de superfície de saída em inserto RCMA, na usinagem
da liga CI 80.
119
5.2.2 Seqüência típica de desgaste em ferramenta RCMA de cerâmica mista, em
usinagem de ferro fundido CI80.
A Figura 77 contém uma seqüência típica de desgaste para RCMA 321900 em
cerâmica mista: a) tênue cratera com lascamentos na aresta principal de corte; b) cratera e
lascamentos em degraus; c) desgaste de entalhe; d) desgaste por lascamentos em degraus,
geralmente iniciados no entalhe, ao longo da aresta de corte.
Figura 77- Seqüência típica de desgaste de inserto RCMA na usinagem de ferro fundido
120
5.2.3 Insertos SNG 12800 T, acabamento de mesa de FHW.
Na Figura 78 pode ser visualizado um inserto SNG 12800 T após passe de 20 min
na mesa de um cilindro FHW. Neste caso não houve lascamentos, surgindo apenas um
desgaste de cratera na superfície de saída. Vista normal à superfície de saída.
Figura 78- Inserto SNG após usinagem de mesa em liga CI80.
121
A Figura 79 permite verificar um lascamento originado em desgaste de entalhe no
fim de duas crateras (o inserto foi utilizado nas 2 direções, coincidente com a região da
maior espessura de usinagem, após usinagem de mesa de cilindro FHW. a) superfície de
saída, apresentando cratera e lascamentos; b) superfície de folga com lascamentos.
Figura 79- Inserto SNG com desgaste de cratera.
Vista das superfícies de saída e folga.
122
5.2.4 Desgaste dos insertos de cerâmica LNU em desbaste de pescoços de ferro nodular
de cilindros FHW.
Na seqüência abaixo, podem ser observados insertos de geometria LNU 6688 T da
classe KY 3000 (SiAlON) utilizados nos tornos de desbaste de cilindros FHW, após um
passe completo na operação de desbaste da face da mesa coquilhada e do pescoço em
ferro nodular de pescoços FHW de dureza 35 ShC.
Foi selecionado um exemplo de desgaste normal típico (isto é, quando o inserto
sofre apenas desgaste por cratera e lascamentos, sem fraturar). O tempo de usinagem
médio foi de 15 minutos.
Na Figura 80 visualiza- se o chanfro da superfície de saída, com a cratera que ao
alterar a direção do plano do chanfro, passou a refletir em maior grau a iluminação do
campo, tornando- se uma faixa mais clara na figura. A cratera foi afetada por lascamentos
em degraus que se originaram na aresta de corte; os cantos vivos dos lascamentos
sofreram desgaste devido ao atrito com o cavaco. a) Chanfro da superfície de saída; b)
Cratera; c) Lascamentos sucessivos .
123
Figura 80- Inserto LNU em SiAlON, após usinagem de ferro nodular.
Vista normal à superfície de saída.
Na Figura 81, visualiza- se um inserto LNU em SiAlON da classe KY3000, com
maior amplificação com relação à Figura 80, em vista normal à superfície de saída; sendo
perceptíveis marcas normalmente associadas a lascamentos originados no
arredondamento da aresta de corte. Depois da experiência acumulada de muitas
observações de desgaste em insertos de SiAlON com lupa de observação de ferramentas,
parece muito provável que essas marcas (muitas delas semicirculares) tenham sido
originadas por lascamentos cujas bordas resultaram desgastadas pelo atrito com o cavaco.
Os lascamentos progrediram avançando sucessivamente pela cratera inicial. a) cratera; b)
marcas sugestivas de lascamentos em degraus.
124
Figura 81- Inserto LNU após usinagem de pescoço em ferro nodular, com cratera e
lascamentos.
Na Figura 82 pode ser visto outro exemplar da mesma geometria LNU, com vista
normal à superfície de saída. Nota- se uma cratera, um lascamento maior (a esquerda) e
outros menores que surgiram na aresta principal de corte. A tendência observada neste
tipo de inserto na usinagem de ferro nodular, é a de surgimento de novos lascamentos a
partir dos iniciais, até ocuparem a cratera e avançarem pelo chanfro da superfície de
saída. a) lascamentos; b) cratera com pequenos lascamentos na aresta principal.
125
Figura 82- Inserto LNU com cratera e lascamentos, após passe em ferro nodular.
A Figura 83 permite observar a superfície de folga de uma ferramenta geometria
LNU em SiAlON, com vista perpendicular à superfície de folga. Os lascamentos
determinaram um rebaixamento da aresta de corte, cuja borda está arredondada pelo
atrito. a) lascamento; b) desgaste de flanco, sugerindo desbaste abrasivo; c) posição
inicial da aresta de corte.
126
Figura 83- Lascamentos na superfície de saída.
Vista normal à superfície de folga.
5.2.5 Observações sobre o desgaste dos insertos LNU 6688T
Os insertos LNU 6688 T apresentaram durante a operação descrita no desbaste de
pescoços FHW (5.2.4) uma cratera iniciada na superfície de saída, com aspecto suave e
brilhante, característico do desgaste químico. Esta cratera é visível na Figura 80, na
Figura 82, e na Figura 84 a).
Em etapa posterior, o desgaste foi provocado principalmente por lascamentos
sucessivos que se extenderam desde a aresta principal até ocupar praticamente toda a
cratera. O aspecto suave (com alguns veios pouco salientes) da região desgastada da
superfície de folga adjacente à aresta principal, sugere uma combinação de mecanismos
de abrasão (riscos verticais na Figura 83) e de desgaste químico (superfícies lisas e
brilhantes como na Figura 80); estas percepções são apoiadas por numerosas observações
realizadas com lupa de observação de ferramentas.
127
Os insertos de SiAlON e de Si
3
N
4
não são empregados no acabamento dos
cilindros devido ao seu elevado desgaste, que não prejudica no entanto a operação de
desbaste devido às maiores tolerâncias dimensionais envolvidas.
5.2.6 Seqüência típica de desgaste em inserto LNU, no desbaste de pescoços de ferro
nodular.
Podem ser visualizados na Figura 84: a) desgaste na superfície de saída; b) cratera
no chanfro da superfície de saída, com início de lascamento; c) desgaste de folga; d)
lascamentos sucessivos arredondados na aresta principal
Figura 84- Seqüência típica de desgaste de insertos LNU
128
5.2.7 Observação do desgaste de insertos RCMA, SNG e LNU fraturados.
A análise estatística realizada sobre uma amostra de insertos sucateados por
fratura ou lascamento excessivo inserida no Apêndice, permite deduzir que a maior parte
das fraturas de insertos (aproximadamente 30%) acontece durante a primeira utilização
(isto é, quando o inserto ainda não foi virado para aproveitar outras arestas de corte).
Os desgastes médios de folga e saída são para esta aplicação de cilindros de
laminação, maiores dos que aqueles habitualmente mencionados na literatura. Um dos
aspectos a considerar é que as tolerâncias envolvidas são relativamente grandes devido à
dimensão das peças usinadas, o que permite trabalhar por periodos mais longos com os
insertos no torneamento dos cilindros, do que seria possível no torneamento de peças
menores.
Pode ser verificado analisando os mesmos dados estatísticos de ferramentaria, que
a maior parte dos sucatamentos de insertos aconteceu por lascamentos de dimensão tal a
inviabilizar a reafiação (61%).
Ao verificar que a percentagem de insertos sucatados por lascamentos é
relativamente alta, deverá se procurar ajustar os parâmetros de corte (especialmente
espessura de corte) para diminuir esta percentagem e tornar o desgaste químico ou
abrasivo dos insertos (de natureza mais previsível) mais freqüente como causa de
sucatamento. Poderá ser sugerida à produção também, a utilização de insertos mais
tenazes, como as cerâmicas reforçadas com monocristais, e os cermets.
5.3 PARÂMETROS DE PROCESSO PARA METAL DURO E CERÂMICA.
São apresentados na Tabela 12, os parâmetros de torneamento especificados pelo
processo para cada tipo de cilindro, e também um valor médio observado na prática para
as ligas mais representativas.
A coluna 1, “Operação”, relaciona as operações mais representativas de
torneamento longitudinal para desbaste e acabamento, em cilindros de laminação dos
129
tipos abordados nesta dissertação. São mencionadas em cada operação as figuras do texto
que permitem visualiza- las, com um desenho esquemático do cilindro em usinagem e da
ferramenta utilizada.
As colunas 2 e 3, “Parâmetros observados na prática” e “Parâmetros definidos no
Processo”, indicam a fonte de onde os parâmetros de corte foram obtidos: se de
observações práticas instantâneas nos tornos, ou do Relatório de Parâmetros de Usinagem
gerado pela Engenharia de Processos (documento interno da Aços Villares) (AÇOS
VILLARES, 2001).
As colunas 4 e 5, “Material da Ferramenta”, indicam se a ferramenta foi
confeccionada com metal duro ou com cerâmica.
A coluna 6, “Classe da ferramenta”, indica a classe da ferramenta. No caso do
metal duro foi utilizada a nomenclatura da Norma ISO; e no caso das ferramentas de
cerâmica foi utilizada a nomenclatura do fabricante Kennametal (KENNAMETAL
TOOLS, 1991).
A coluna 7, “Geometria do Inserto”, indica as dimensões geométricas dos insertos
abrangidos por esta dissertação, já detalhados na Figura 15, Figura 16 e Figura 17.
A coluna 8, “Profundidade de usinagem mm”, indica a profundidade de usinagem,
medida no raio da peça em usinagem.
A couna 9, “Avanço mm/volta”, indica o avanço efetivo, na direção do eixo “z” do
torno.
A coluna 10, “Velocidade de corte m/ min, indica a velocidade de corte obtida
como produto da velocidade de rotação da placa do torno, o diâmetro da peça, e o fator
de proporcionalidade correspondente.
A coluna 11, “Taxa de remoção de cavaco em kg/h”, contém os pesos de cavaco
removidos na unidade de tempo na correspondente operação, obtidos através do produto
do avanço, da profundidade de usinagem, da velocidade de corte, e do fator de
proporcionalidade correspondente.
130
A coluna 12, “Tipo de liga em usinagem”, permite verificar as ligas de cilindros
em que cada operação foi realizada, utilizando a nomenclatura da Aços Villares e que foi
explicada no item 4.3, Tipos de Materiais em usinagem.
A coluna 13, “Relação de taxas de remoção cerâmica/metal duro”, contém o
quociente entre as taxas de remoção observadas na prática, utilizando metal duro e
cerâmica na mesma operação. Estes valores representam a o aumento de produtividade
obtido em cada operação, ao substituir a ferramenta de metal duro por uma ferramenta de
cerâmica.
131
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
OPERAÇÃO
Parâmetros observados na prática
Parâmetros definidos no Processo
Material da Ferramenta
Classe da ferramenta
Geometria do inserto
Profundidade de usinagem mm
Avanço mm/volta
Velocidade de corte m/min
Taxa de remoção horária de cavaco
kg/h
Tipo de liga em usinagem
Relação de taxas de remoção
cerâmica/metal duro
metal
duro cerâmica
a
p
f Vc Tc
x x K090
SNG 12800
T
3
2 a 3 50 a 80
x x K090
SNG 12800
T 3
3
60
254,3
Acabamento
mesa FHW
Figura 34
x x K01 SNGN 56 3
7
15
148,4
FHW CI 80
1,7
x x K090 LNU 6688 T 20
0,8 a
1 60 a 150
x x K01 SNGN 56 20
1,8
40
678,2
Desbaste
raio e
pescoços
FHW
Figuras 35 e
36
x x KY3000
LNU 6688 T 20
1
140
1318,8
Ferro
nodular
para
pescoço
FHW
1,9
Tabela 12-Parâmetros de usinagem comparativos em
operações típicas de torneamento longitudinal em cilindros
132
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
x x K01
RCMA
311900 1
1
60
28,3
x x K090
RCMA
311900
1
0,6
170
48,0
Família de
ferros
nodulares
para
pescoço
FHW
1,7
Acabamento de
pescoços FHW
Figura 37
x x K090
RCMA
311900 1
0,3 a
0,6 80 a 200
Desbaste de mesa
LTF antes da
têmpera
Figura 44 x x P05 SNGN 56 40
1,5
40
1130,4
VC9
Desbaste de
pescoços LTF
antes da têmpera
Figura 45
x x P05 SNGN 56 40
1,5
40
1130,4
VC9
x x P05
RCMA
311900
1,5
1,5
85
90,1
Acabamento de
pescoços LTF
antes da têmpera
Figura 46
x x K090
RCMA
311900 1,5
1
175
123,6
VC9
1,4
Tabela 12-Parâmetros de usinagem comparativos em operações típicas de
torneamento longitudinal em cilindros (continuação)
133
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
x x P05
RCMA
311900 2
1,2
85
96,1
Acabamento
da mesa
LTF antes
da têmpera
Figura 47
x x K090
SNG 12800
T 2
1,5
120
169,6
VC9
1,8
x x K090
RCMA
311900
1,5
1,5
90
95,4
x x P05
RCMA
311900 1,5
1,5
70
74,18
Acabamento
de pescoços
LTF após
têmpera
Figura 48
x x K090
RCMA
311900 1,5
1,2
105
97,50
VC9
1,3
x x K090
RCMA
311900 1
3
90 a 120
x x P05
RCMA
311900 1
1,8
35
29,7
Acabamento
da mesa
LTF após
têmpera
Figura 49
x x K090
SNG 12800
T 1
3
100
141,3
VC9
4,8
Desbaste de
mesa BUR
antes da
têmpera
Figura 50 x x P20 SNGN 56 32
1,2
45
813,9
VC4A
Tabela 12-Parâmetros de usinagem comparativos em operações típicas de
torneamento longitudinal em cilindros (continuação)
134
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
x K090
SNG 12800
T 3
1,5
85
180,2
x x P20
RCMA
311900 1,5
1,2
65
55,1
Acabamento
de mesa
BUR antes
da têmpera
Figura 51
x x K090
SNG 12800
T 3
1,5
85
180,2
VC4A
3,3
x x P05 SNGN 56 7
5
35 a 50
Desbaste de
mesa BUR
depois da
têmpera
Figura 52
x x P05 SNGN 56 7
5
35
577,0
VC4A
x x K090
RCMA
311900 1,2
1,5
80 a 100
x x P05
RCMA
311900 1,2
1,5
40
33,9
Acabamento
de face
mesa e
pescoço
BUR depois
da têmpera
Figura 54
x x K090
RCMA
311900 1,2
1,5
85
72,1
VC4A
2,1
Tabela 12-Parâmetros de usinagem comparativos em operações típicas de
torneamento longitudinal em cilindros (continuação)
135
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
x K090
SNG 12800
T 1,2
3,5
60 a 80
x x P05
RCMA
311900 1,2
1,5
40
33,9
Acabamento
de mesa
BUR depois
da têmpera
Figura 53
x x K090
SNG 12800
T 1,2
3
85
144,1
VC4A
4,3
x x KY3000
LNU 6688 T 10
0,6
70
197,8
x x K01 SNGN 56 10
2
30
282,6
Desbaste de
mesa WR
Figura 39
x x KY3000
SNG 12800
T 10
1
100
471,0
Noduilte
1,7
x x KY3000
LNU 6688 T 30
0,7 a
1
120 a
150
x x K05 SNGN 56 30
1,8
60
1526,0
Desbaste de
pescoços
WR
Figura 40
x KY3000
LNU 6688 T 30
1
140
1978,2
Ferro
nodular
pescoço
1,3
x x K090
SNG 12800
T
1 a
3
3 a 5 8 a 200
x x K01
RCMA
311900 1
1,6
45
33,9
Acabamento
de mesa
WR
Figura 41
x x K090
SNG 12800
T 1
3
120
169,6
Nodulite
5,0
Tabela 12-Parâmetros de usinagem comparativos em operações típicas de
torneamento longitudinal em cilindros (continuação)
136
5.4 MORFOLOGIA DOS CAVACOS
Foram recolhidos cavacos no momento das operações de desbaste e acabamento
nos tornos de produção, tendo como critério de escolha as famílias de ligas mais
frequentes e dentre estas as de maior nível de dureza. A formação de cavacos é bastante
similar nas ligas de uma mesma família, mas na medida que a dureza do material sobe, o
desgaste do inserto é mais rápido; por isso o processo de torneamento (nas máquinas a
CNC) é executado a menores velocidades de corte e avanço quanto mais duro for o
material daquela família de ligas, visando permitir completar cada um dos passes sem
virar o inserto. O operador da máquina mantém o controle do “override” ou alteração da
velocidade de corte ou avanço programados no CNC, para amenizar condições não ideais
de superfície como sinterizações de areia ou fluxo de fundição, pontos mais duros,
incrustações de tinta de fundição, sobremetais maiores do que o devido deixados nas
operações anteriores de desbaste, marcas de avanço mais profundas do que o
convencional, etc.
Foram retirados cavacos durante a usinagem dos seguintes materiais:
• Fundidos convencionais: Nodulite 60 Sh C
• Fundidos centrifugados: FHW 80 Sh C, FHW 18% Cr, FHW Aço Rápido 1,8% C
• Fojados (BUR): 3%Cr
• Forjados (LTF): 3% Cr
Na Figura 85 podemos verificar os cavacos curtos e quebradiços. retirados da
mesa de um cilindro de ferro Nodulite durante o passe de acabamento com ferramenta
tipo RCMA.
137
Figura 85-Cavacos de mesa de cilindro Nodulite fundido estaticamente.
Retirados com inserto RCMA
Na Figura 86, cavacos curtos e quebradiços retirados durante passe de acabamento
por meio de um inserto estilo SNG.
Figura 86-Cavacos de mesa de cilindro FHW.
Usinagem com inserto estilo SNG
Na Figura 87, cavacos curtos e quebradiços retirados durante o desbaste de
pescoço de ferro nodular, de cilindro FHW por meio de inserto estilo LNU (vide também
Tabela 12). Este é um caso em que a usinagem com insertos de classe SiAlON ou nitreto
de silício mostra maior vantagem sobre metal duro.
138
Figura 87-Cavacos de desbaste de pescoço, cilindro FHW
Retirados com inserto estilo LNU.
A Figura 88 registra cavacos curtos e quebradiços retirados durante o acabamento
de pescoço de ferro nodular de cilindro FHW, com inserto estilo RCMA.
Figura 88-Cavacos de pescoço de ferro nodular, de cilindro FHW
Os cavacos dos cilindros de Alto Cromo também são curtos e quebradiços, (Figura
89). Durante o desbaste da mesa deste tipo de liga não são utilizados insertos de SiAlON,
devido à alta taxa de desgaste que apresentam. Provavelmente o alto teor de cromo na
composição da liga seja o responsável por esse comportamento.
139
Figura 89-Cavacos de mesa de cilindro FHW em Alto Cromo (18% Cr).
Retirados com inserto estilo SNG
A Figura 90 contém fotografia de cavacos obtidos durante a usinagem de mesa de
um cilindro em Aço Rápido.
Figura 90-Cavacos de mesa de cilindro FHW em Aço Rápido (1,8% C).
Retirados com inserto estilo SNG
A Figura 91 contém fotografia de cavacos obtidos durante a usinagem de mesa de
um cilindro de encosto, da liga VC4A. Os cavacos são mais longos que aqueles das ligas
de ferros fundidos. Durante as operações de acabamento o desempenho das cerâmicas é
superior ao do metal duro, porém numa proporção menor que nas aplicações em ferro
fundido.
140
Figura 91-Cavacos de mesa de cilindro BUR em liga VC4A.
Retirados com inserto estilo SNG
A Figura 92 contém fotografia dos cavacos obtidos durante a usinagem de
acabamento de mesa temperada de cilindro LTF (liga VC9), utilizando inserto estilo
SNG. Esta usinagem é a mais difícil para qualquer classe de ferramenta devido às
elevadas dureza e tenacidade desta liga. Verifica- se que os cavacos são mais longos que
aqueles obtidos dos cilindos de ferro, devido à maior tenacidade do material.
Figura 92-Cavacos de mesa de cilindro LTF em liga VC9.
Retirados com inserto estilo SNG
141
5.5 CONSIDERAÇÕES SOBRE A MORFOLOGIA DOS CAVACOS
Pode ser verificado que os cavacos oriundos dos ferros fundidos (seja Nodulares
quanto FHW) são curtos e quebradiços, configurando portanto uma condição de
usinagem favorável ao uso de cerâmicas (o menor contato do cavaco com a aresta de
corte e superfícies de folga e saída ameniza os efeitos negativos da reatividade
apresentada pelas cerâmicas às temperaturas em que se processa a usinagem).
Os cavacos oriundos dos cilindros de aço tendem a ser mais contínuos, mas
mantém a característica de serem quebradiços e enrugados, diminuindo o tempo de
contato permitindo assim manter as elevadas velocidades de corte.
O caso das ligas de cilindros BUR e LTF antes da têmpera, que apresentam
cavacos contínuos, são as de menor usinabilidade com as ferramentas cerâmicas a base de
óxido de alumínio, permitindo velocidades de corte não tão superiores às permitidas pelas
ferramentas de Metal Duro. Esta constatação prática reforça o conceito exprimido na
literatura, no sentido que cavacos longos e contínuos oferecem maiores dificuldades para
a usinagem de materiais ferrosos com ferramentas de cerâmica.
5.6 CONSIDERAÇÕES SOBRE CONSUMO E CUSTO DE INSERTOS
O número de insertos de cerâmica consumidos por ano (dados de 2005) na fábrica
de cilindros representou 8,4% do total de insertos consumidos. Este dado foi calculado
dividindo a somatória simples do número de insertos de cerâmica requisitados pela
produção dividindo- a pela somatória dos insertos de cerâmica e metal duro requisitados
no periodo. Apesar desta metodologia de cálculo ser imprecisa já que não leva em conta o
tamanho dos insertos e outras particularidades, permite realizar a título ilustrativo a
comparação desta percentual com a de 5% utilizada como indicativo para avaliar o
tamanho do mercado de insertos reversíveis de cerâmica sobre o total de vendas de
ferramentas. No caso da aplicação estudada em cilindros de laminação, o consumo de
142
8,4% de insertos de cerâmica sobre o número total de insertos confirma que o
torneamento duro é realmente o campo em que as cerâmicas demonstram o seu potencial.
A verificação das planilhas de custos de insertos em 2005 permitiu verificar que o
custo total dos insertos de cerâmica representou 28% do custo total de insertos
reversíveis. Os insertos de cerâmica (que são utilizados apenas no torneamento)
apresentam dentro da gama de insertos utilizados na fábrica em estudo, volume médio
por unidade, maior que o volume médio dos insertos de metal duro. Estes últimos além
de serem consumidos nos tornos de desbaste e acabamento, são utilizados nas operações
de torneamento de face e centro, mandrilhadeira a fresadora. Unitariamente, os insertos
de cerâmica apresentam um preço maior com relação aos insertos equivalentes de metal
duro, de até 30%.
Na Tabela 13 estão registradas as horas de usinagem necessárias por mês e por
processo principal, visto o mix de cilindros verificado em 2005 na fábrica, levando em
conta os tempos médios de usinagem. Conclui- se da análise da tabela que 71% das
horas de torneamento de acabamento, e 16,4% das horas de torneamento de desbaste,
empregaram cerâmicas. Considerando todas as operações de usinagem, 19% das horas
de usinagem foram realizadas empregando cerâmica (nas operações de Face e Centro,
Fresadora e Mandrilhadora não é utilizada a cerâmica).
143
Tabela 13-Quadro de horas de usinagem com cerâmica sobre total de horas de
usinagem mensais
Participação
nos tempos
totais de
usinagem
Torno
Desbaste h/cil.
h Cerâmica
Torno
Acabamento.
h/cil.
h Cerâmica
Torno Face e
Centro
Fresadora
Mandrilhadeira
Retífica
Horas
Totais
Horas / mês 4034 661 3285 2333 2900 3540 2010
3480
15709
Ferramenta MD+Cer Cer MD+Cer Cer MD MD MD
% h Cer/
(MD+Cer)
Torno 16,4 71,0
% Cer/
(MD+Cer)
Torno
40,9
%Cer/ horas
Totais de
Usinagem
19,05
Os tempos de usinagem totais cilindro a cilindro não podem ser publicados por
motivos de confidencialidade. A fábrica conta no presente, com 25 tornos para pocessar a
produção de cilindros (todas as máquinas trabalham a plena ocupação). Calculando os
tempos de usinagem que seriam obtidos utilizando apenas os processos de torneamento
com metal duro (ou seja, renunciando aos aumentos de taxa de remoção horária
conseguidos com cerâmica registrados na Tabela 12), chega- se à conclusão que seriam
necessários 35 tornos para cilindros para se obter a produção atual da fábrica (agosto de
2006). Portanto, o uso de cerâmicas diminui a necessidade de máquinas em 10 unidades.
Considerando que o investimento médio de uma máquina desse tipo instalada, mais a
área industrial necessária para abriga- la e opera- la, conclui- se que o uso de ferramentas
144
cerâmicas diminui o investimento industrial na ordem de US$ 26.000.000 para o nível de
produção hoje realizado.
145
6 CONCLUSÃO
Os insertos de cerâmica podem ser utilizados com sucesso em ligas ferrosas de
difícil usinabilidade (como p. ex. ferros fundidos coquilhados e aços temperados,
operação chamada de torneamento duro ou “hard turning” para significar torneamento
de materiais endurecidos), contanto que as máquinas ferramenta apresentem excelente
estabilidade.
A tendência das ferramentas de cerâmica a fraturar súbita é o fator que têm
limitado o uso industrial mais extenso, de modo que os insertos de cerâmica devem ser
observados em termos de desgaste máximo de folga e saída, e de eventuais lascamentos.
Após correta seleção dos parâmetros mencionados, é de se esperar uma taxa de
remoção de cavaco entre 1,3 e 5 vezes superior à obtida com metal duro, com vidas da
aresta superiores proporcionando assim operação mais produtiva e econômica ao
diminuir a freqüência de troca de ferramentas.
Muitas assertivas da literatura podem ser comprovadas na prática industrial
adotada, como por exemplo: as ferramentas à base de Si
3
N
4
adaptam- se bem ao desbaste
de ferros fundidos nodulares (com e sem coquilhamento) podendo ser utilizado avanço
mais agressivo sem receio de fraturas freqüentes
O mecanismo principal de desgaste observado foi o mecânico (lascamentos
sucessivos e progressivos), e que se inicia após um desgaste químico inicial (cratera e
desgaste de entalhe, observados no ínício do uso dos insertos).
Há também uma série de conclusões que apoiam observações práticas realizadas
pelo pessoal da Engenharia de Processos e pelos operadores, por exemplo:
Os aços de cavacos longos são extremamente agressivos com as cerâmicas à base
de Si
3
N
4,
SiAlON ou alumina (as taxas de desgaste das duas primeiras são as maiores),
não fazendo interessante o uso das cerâmicas devido ao seu intenso desgaste e fratura. No
jargão do chão de fábrica, a cerâmica (qualquer classe) “frita”, ou seja, desgasta
rapidamente.
146
A maior tenacidade das ferramentas à base de Si
3
N
4
permite utiliza- las em
operações de desbaste em superfícies brutas de fundição, dentro de certos limites de
homogeneidade da mesma.
As cerâmicas são sensíveis às mudanças bruscas de solicitação mecânica: por
exemplo, a passagem do torneamento de um diâmetro (torneamento paralelo) para o
torneamento de um raio de um cilindro deve ser feita diminuindo a velocidade de corte na
ordem da metade, do contrário o inserto irá fraturar (esta diminuição na transição
diâmetro/ raio seria desnecessária no torneamento com Metal Duro)
Em função da experiência observada, chega-se à regra prática utilizada pela
Engenharia de Processos ao programar torneamento com cerâmicas: utilizar pelo menos
uma velocidade de corte 3 vezes maior do que com Metal Duro, e ½ do avanço; esta
combinação de parâmetros explica a maior produtividade obtida com as ferramentas de
cerâmica. Uma percepção de chão de fábrica que se tornou um ditado é que “para a
cerâmica, quanto mais duro o material, melhor”. Enquanto o Metal Duro têm extrema
dificuldade em lidar com as ligas de maior dureza e maior teor de ligas, os insertos de
cerâmica permitem realizar passes sem interrupção nas mesas temperadas ou
endurecidas, resultado que é ideal para o tipo de usinagem analisado, no qual as paradas
para troca de ferramentas são penosas e demoradas.
147
7 BIBLIOGRAFIA CONSULTADA
AÇOS VILLARES, Práticas de usinagem da Aços Villares SA, Pindamonhangaba,
2001.
AÇOS VILLARES, Aços Especiais para Construção Mecânica, São Paulo, 2002.
BALDONI, J. G.; BULJIAN, S. T. Silicon nitride cutting tools, Ceramic cutting tools-
Materials, development and performance, Noyes Publications, University of
Florida, EUA, 1994.
CALLISTER Jr., W. Ciência e Engenharia dos Materiais, Uma Introdução, L.T.C
Editora, Rio de Janeiro, 2002.
CHOLL, J.; SMITH, K. H. Alumina- Silicon Carbide Whisker Composite Tools,
Ceramic cutting tools- Materials, development and performance, Noyes
Publications, EUA, 1994.
CHRISTOPHER, J. D. Selection of cutting tool materials, Ceramic cutting tools-
Materials, development and performance, Noyes Publications, 1994.
DAWSON, T. G.; KURFESS, T.R. Machining Hardened Steel with Ceramic coated
and uncoated CBN Cutting Tools, The George W. Woodruff School of
Mechanical Engineering, Georgia Institute of Technology, Atlanta, EUA,
2002..
D’ERRICO, G. E.; CALZAVARINI, R. Advanced ceramic tools: an experimental
assessment in turning tests, Journal of Materials Processing Technology,
Elsevier Science, Amsterdam, 1994.
DE SOUZA, J. V. C. Desenvolvimento de pastilhas cerâmicas a base de Si
3
N
4
para
aplicações tribológicas, Tese de Doutoramento, Guaratinguetá, 2005.
DINIZ, E.A.; MARCONDES, F. C.; COPPINI, N. L. Tecnologia da usinagem dos
materiais, Editora Artliber, São Paulo, 2003. EVANS, A. G. Fracture in
Ceramic Materials, Toughening Mechanisms, Machining Damage, Shock,
Aspect of the reliability of Noyes Publications, University of Florida, EUA,
1983.
148
FERRARESI, D. Fundamentos da usinagem dos metais, Editora Edgard Blücher Ltda.,
São Paulo, 1977.
GERMAN R. M. Fundamentals of Sintering, Engineering Science and Mechanical
Department, Pennsilvania State University, EUA, 1990.
GRUSS, W. W.; FRIEDERICH, K. M. Aluminum Oxide/ Titanium
CarbideComposite Cutting Tools, Ceramic cutting tools- Materials,
development and performance, Noyes Publications, University of Florida,
EUA, 1994.
ISO International Standard 1832:2004, Indexable Inserts for Cutting Tools-
Designation, Geneva, Suíça, 2004.
JIANXIN, D.; XING, A. Wear resistance of Al
2
O
3
/TiB
2
ceramic cutting tools in
sliding wear tests and in machining processes, Journal of Materials
Processing Technology, Elsevier Science, Amsterdam, Holanda, 1996.
KENNAMETAL TOOLS Tooling Systems and Services for the global metalworking
industry, EUA, 1991.
KING, A. G. Behaviour of ceramic cutting tool materials, Materials for Metal Cutting,
The Iron and Steel Institute, EUA 1970.
KING, A. G. Ceramic Cutting Tools- Reflections on the Continual Process of
Improvement, Ceramic cutting tools- Materials, development and
performance, Noyes Publications, University of Florida, EUA, 1994.
KINGERY, W. D. Introduction to Ceramics, 2
nd
edition, John Wiley & Sons, EUA,
1976.
KRISHNAMURTI, R.; GOKULARATHNAM, C.V. Phase transformation toughened
materials for cutting applications, in Ceramic cutting tools- Materials,
development and performance, Noyes Publications, University of Florida,
EUA, 1994.
KUHN, L.G. Rolls for the Metalworking Industries, The Iron and Steel Society, EUA,
1990.
MARCONDES, F. C. A história do Metal Duro, Sandvik Coromant, São Paulo, 1990.
149
MC COLM, I. J. Ceramic Hardness, Plenum Press, Bradford, Reino Unido, 1992.
MEHROTRA, P. K. Applications of ceramic cutting tools, Key Engineering Materials
Vols. 138- 140, Trans Tech Publications, Suíça, 1998.
MENCIK, J. Strenght and Fracture of Glass and Ceramics, Elsevier, Amsterdam,
1992.
NTK CUTTING TOOLS Ceramic, Cermet & Silicon Nitride Inserts, EUA, 2000.
PHILIPS, C. J. Fracture of Glass, in Fracture, an advanced treatise. The George
Washington University, EUA, 1972.
SANDVIK COROMANT Materiais avançados de corte, São Paulo, 2001.
SHAW, M. C. Tool life, Ceramic cutting tools- Materials, development and performance,
Noyes Publications, University of Florida, EUA, 1994..
SHEN, C. H. Performance and applications of CVD thin film diamond coated tools,
Key Engineering Materials Vols. 138- 140 Trans Tech Publications,
Switzerland, 1998.
SOROKA, D. P. Hard Turning and the Machine Tools, Hardinge Inc., EUA, 2002..
TRENT E.M.; WRIGHT, P. K. Metal cutting, Butterworth Heinemenn, EUA, 2000.
VAN DER BIEST, O.; VLEUGELS, J. Perspectives on the Development of Ceramic
Composites for Cutting Tool Applications, Key Engineering Materials Vols.
206-213, Trans Tech Publications, Switzerland, 2002.
VLEUGELS, J.; VAN DER BIEST, O. Chemical interaction between Sialon ceramics
and iron- based alloys, Key Engineering Materials Vols. 138- 140, Trans Tech
Publications, Switzerland, 1998.
150
8 APÊNDICE
Em amostra de insertos usados (sucateados por fratura), a média das maiores
crateras nas arestas utilizadas foi de 1 mm (histograma abaixo)
Tamanho máximo das crateras em mm
(sobre a superfície de saída)
-2
0
2
4
6
8
0
0,3
0,6
0,9
1,2
1,5
1,8
Intervalo
Freqüência
Poly. (Freqüência)
O tamanho (medido sobre a superfície de saída) dos maiore lascamentos desses
insertos, foi de 2 mm em média (histograma abaixo)
151
Tamanho máximo dos lascamentos
(mm)
0
1
2
3
4
5
6
7
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
Intervalo (mm)
Freqüência
Poly.
(Freqüência)
Os máximos desgastes de folga na amostra, foram de 1 mm em média, histograma
abaixo.
Desgaste de folga máximo (mm)
0
1
2
3
4
5
6
0
0,4
0,8
1,2
1,6
2
2,4
Intervalo (mm)
Freqüência
Poly.
(Freqüência)
Aproximadamente 30% dos insertos analisados fraturaram sem qualquer desgaste prévio
(subitamente), histograma abaixo.
152
No. de lascamentos por inserto
0
2
4
6
8
10
12
0
2
4
6
8
10
12
14
Intervalo no. lascamentos
Freqüência
Poly.
(Freqüência)
153
9 GLOSSÁRIO
Composto Cilindro produzido por dupla fusão estática (um vazamento
para a casca de trabalho da mesa, e outra para o núcleo)
Nodulite, Nodular Cilindro de trabalho para laminação de produtos longos a
quente, em ferro nodular, com mesa coquilhada (ou seja endurecida pelo
esfriamento rápido durante a solidificação no molde)
Produtos planos Chapas grossas, chapas, tiras
Produtos não planos Barras, fio máquina, perfís
Camada coquilhada Camada endurecida na superfície de uma peça fundida, obtida
por meio de rápido esfriamento, geralmente em molde metálico.
Pescoço do cilindro As partes de menor diâmetro pelas quais o cilindro é
suportado no laminador, por meio de rolamentos ou mancais, através do qual
recebe o torque.
Mesa do cilindro A parte central, de maior diâmetro, utilizada no trabalho de
deformação do produto em laminação.
override Função do Comando Numérico do torno que permite aumentar ou diminuir um
parâmetro de usinagem com relação ao valor programado.
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