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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ANÁLISE COMPARATIVA DOS MEIOS LUBRI-REFRIGERANTES NA FURAÇÃO DO
FERRO FUNDIDO VERMICULAR COM BROCAS HELICOIDAIS DE METAL-DURO
REVESTIDAS COM TiAIN
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA À UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA
JÚLIO CELSO DOS SANTOS BOSSARDI
FLORIANÓPOLIS, SETEMBRO DE 2008.
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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ANÁLISE COMPARATIVA DOS MEIOS LUBRI-REFRIGERANTES NA FURAÇÃO DO
FERRO FUNDIDO VERMICULAR COM BROCAS HELICOIDAIS DE METAL DURO
REVESTIDAS COM TiAIN
JÚLIO CELSO DOS SANTOS BOSSARDI
ESTA DISSERTAÇÃO FOI JULGADA ADEQUADA PARA OBTENÇÃO DO TÍTULO DE
MESTRE EM ENGENHARIA
ESPECIALIDADE ENGENHARIA MECÂNICA, ÁREA DE CONCENTRAÇÃO FABRICAÇÃO
SENDO APROVADA EM SUA FORMA FINAL.
________________________________________________
Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng.
Orientador
____________________________________________
Prof. Salete Martins Alves, Dr. Eng.
Co-orientadora
____________________________________________
Prof. Eduardo Alberto Fancello
, D. Sc.
Coordenador da Pós-Graduação
BANCA EXAMINADORA:
_______________________________________
Prof. João Carlos Espíndola Ferreira, Ph.D.
Presidente
____________________________________
___
Prof. Rodrigo Lima Stoeterau, Dr. Eng.
_______________________________________
Prof. Alexandre Magno de Paulo Dias, Dr. -Ing.
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3
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS...............................................................................................................9
LISTA DE TABELAS............................................................................................................14
LISTA DE ABREVIATURAS E SIMBOLOGIA................................................................15
RESUMO............................................................................................................................... .18
ABSTRACT.............................................................................................................................19
1 INTRODUÇÃO .................................................................................................................. 20
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...........................................................................................22
2.1 Ferro fundido vermicular (CGI) .................... ...........................................................22
2.1.1 Considerações microestruturais......................................................... ...........22
2.1.2 Propriedades do ferro fundido vermicular. .................................................... 23
2.1.3 Argumentos ecológicos para utilização do ferro fundido vermicular ................ 24
2.2 Processo de furação ......................................................................................... 25
2.2.1 Brocas helicoidais ...................................................................................... 26
2.2.2 Parâmetros de corte no processo de furação .................................................. 27
2.2.3 Forças de corte em furação .......................................................................... 29
2.3 Formação dos cavacos ..................................................................................... 30
2.3.1 Tipos dos cavacos ...................................................................................... 30
2.3.2 Formas dos cavacos .................................................................................... 31
2.4 Desgastes das ferramentas ................................................................................ 32
2.4.1 Tipos de desgastes em brocas e critério de fim de vida ................................... 32
2.4.2 Mecanismos de desgaste ............................................................................. 35
2.5 Revestimentos para ferramentas de usinagem............................................................36
2.6 Qualidade no processo de furação ..................................................................... 38
2.6.1 Erros comuns na geometria do furo .............................................................. 39
2.6.2 Qualidade da superfície na furação ............................................................... 40
2.7 Usinabilidade .................................................................................................. 42
4
2.7.1 Características de usinabilidade de ferros fundidos ........................................ 42
2.7.2 Usinabilidade de ferro fundido vermicular .................................................... 43
2.7.3 Influência da forma da grafita do ferro fundido vermicular ............................. 44
2.8 Meios lubri-refrigerantes ou fluidos de corte ...................................................... 45
2.8.1 Funções dos meios lubri-refrigerantes .......................................................... 46
2.8.2 As principais funções dos meios lubri-refrigerantes ....................................... 47
2.8.3 Classificação dos meios lubri-refrigerantes e suas vantagens e desvantagens .... 51
2.8.4 Função de um meio lubri-refrigerante no processo de furação ......................... 55
2.8.5 Aditivos anti-desgaste ou EP em meios lubri-refrigerantes ............................. 55
2.8.6 Seleção do meio lubri-refrigerante ............................................................... 55
2.8.7 Manutenção e monitoramento dos meios lubri-refrigerantes ...................... ......56
2.8.8 Reciclagem e descarte dos meios lubri-refrigerantes ...................................... 59
2.8.9 Sustentabilidade do uso dos produtos químicos ............................................. 60
2.8.10 Política ambiental para meios lubri-refrigerantes ......................................... 62
2.8.11 Atuais tendências para utilização dos meios lubri-refrigerantes ..................... 62
3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................. 66
3.1 Corpos-de-prova .............................................................................................. 66
3.1.1 Análises mecânicas e composição química .................................................... 67
3.1.2 Análise microestrutural. .............................................................................. 68
3.1.3 Determinação da dureza .............................................................................. 71
3.1.4 Determinação das propriedades mecânicas .................................................... 72
3.2 Máquina-ferramenta Utilizada .......................................................................... 73
3.3 Identificação e caracterização das brocas....................................................................73
3.3.1 Critérios de fim-de-vida das brocas....................................................................... 74
3.4 Parâmetros de corte .................................................................................................... 75
4 PLANEJAMENTO E EXECUÇÃO EXPERIMENTAL...........................................76
4.1 Pré-ensaios de furação .................................................................................... 76
4.2 Ensaios de furação .......................................................................................... 76
4.3 Fixações da peça e da ferramenta ..................................................................... 77
4.3.1 Fixação da ferramenta................................................................................ 77
4.3.2 Fixação da peça ........................................................................................ 78
4.4 Medição do desgaste das ferramentas ............................................................... 79
4.5 Avaliação da qualidade dos furos ..................................................................... 80
5
4.6 Avaliação por mcroscopia eletrônica de varredura (MEV) e micro-sonda (EDS). . 81
4.7 Avaliação dos meios Lubri-refrigerantes ........................................................... 83
5 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS ........................................ 85
5.1 Introdução ..................................................................................................... 85
5.2 Ensaios de vida .............................................................................................. 85
5.3 Diâmetro ....................................................................................................... 88
5.4 Circularidade ................................................................................................. 89
5.5 Retitude ......................................................................................................... 92
5.6 Cilindricidade ................................................................................................ 93
5.7 Rugosidade .................................................................................................... 95
5.8 Análise do desempenho dos meios lubri-refrigerantes através da análise do
revestimento das brocas ............................................................................... 99
5.8.1 Resultados das análises por microscopia eletrônica de varredura e por micro-
sonda ....................................................................................................... 100
5.8.2 Análise microestrutural da parede do furo após usinagem ........................... 105
6 CONCLUSÕES ............................................................................................... 108
7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ..................................... ..........111
8 REFERÊNCIAS .................................................................................... ..........112
9 ANEXOS ............................................................................................... ..........119
6
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 - Componentes fabricados na indústria automotiva de ferro fundido cinzento.....20
Figura 2.1 - Variantes do processo de furação (segundo DIN 8589) (König 1997)...............26
Figura 2.2 - Partes de uma broca helicoidal (Diniz, 2003; Stemmer,1992)............................27
Figura 2.3 - Grandezas de corte no processo de furação (Schroeter e Weingaertner, 2002)...29
Figura 2.4 - Forças na broca helicoidal (Schroeter e Weingaertner, 2002).............................29
Figura 2.5 - Formas de cavacos e sua classificação (CIMM, 2007).......................................32
Figura 2.6 - Medição de desgastes de flanco (Bork, 1995).....................................................33
Figura 2.7 - Posição para medição do desgaste em guias (Bork, 1995)..................................33
Figura 2.8 - Desgaste de cratera em brocas (Bork, 1995).......................................................34
Figura 2.9 - Lascamentos no gume principal da broca (Bork, 1995)......................................34
Figura 2.10 - Causas de desgaste na usinagem (König, 1997)................................................35
Figura 2.11 - Falhas em ferramentas de corte (Bunshah, 2001).............................................36
Figura 2.12 - Erros comuns no processo de furação (König, 1997; Wick, 1988)...................39
Figura 2.13 - Conceitos básicos na avaliação de superfícies (König, 1997)...........................41
Figura 2.14 - Presença de MnS
2
como camada protetora ao gume da ferramenta de PCBN na
usinagem do ferro fundido cinzento (a); Ausência da camada de MnS
2
no gume durante a
usinagem do ferro fundido vermicular (b) (Dawson et al, 2001; Georgiou, 2002).
(a)(b)........................................................................................................................................44
Figura 2.15 - Propagação de trincas na grafita lamelar do ferro cinzento, à frente da
ferramenta de corte (a); Dificuldade da propagação de trincas nas grafitas vermiculares
devido à sua forma, além do seu entrelaçamento com outras grafitas e com a matriz metálica
7
(b) (Andrade, 2005).................................................................................................................45
Figura 2.16 - Distribuição das temperaturas numa ferramenta (Yushiro, 2007).....................47
Figura 2.17 - Distribuição do calor entre peça, ferramenta e cavaco (Teixeira, 2001)...........48
Figura 2.18 - Curvas de perda de dureza em função da temperatura para diferentes materiais
de ferramentas (Runge e Duarte, 1989)..................................................................................49
Figura 2.19 - Seção transversal da interface cavaco e ferramenta (Yushiro, 2007)................49
Figura 2.20 - Classificação dos Fluidos de Corte (Gomes, 2005)...........................................51
Figura 2.21 - Formação adequada de uma solução do meio lubri-refrigerante (IOWA,
1990).......................................................................................................................................52
Figura 2.22 - Refratômetro utilizado para manutenção da concentração do fluido (Gomes,
2005).......................................................................................................................................58
Figura 2.23 - A influência do pH sobre a seleção adequada de fluidos de corte solúveis
(Runge e Duarte, 1989; Yushiro, 2007)..................................................................................59
Figura 2.24 - Disposição de fluidos de corte para reciclagem (Catai e Bianchi,
2007)........................................................................................................................................60
Figura 2.25 - Ciclo de vida dos produtos químicos baseados em fonte renováveis (Alves,
2005)........................................................................................................................................61
Figura 2.26 - Fatores influentes na usinagem a seco (Schroeter e Weingaertner,
2002)........................................................................................................................................63
Figura 3.1 - Corpo de prova de ferro fundido vermicular utilizado no experimento..............67
Figura 3.2 - Microscópio utilizado para avaliação dos corpos de prova.................................69
Figura 3.3 - Micrografias representativas de uma região do núcleo das amostras 1, 2 e 3 dos
corpos de prova (sem ataque, aumento 100x) utilizados na pesquisa, onde se observam as
grafitas de vermicular e nodular e a matriz metálica...............................................................70
Figura 3.4 - Micrografias representativas de uma região do núcleo das amostras 1, 2 e 3 dos
corpos de prova (com ataque nital 3%, aumento 100x) utilizados na pesquisa, onde se
8
observam as grafitas de vermicular e nodular e a matriz perlítica com pouca ferrita.............70
Figura 3.5 - Amostras de ferro fundido vermicular utilizadas para análise metalográfica e
medição de dureza....................................................................................................................71
Figura 3.6 - Corpo de prova de ferro fundido vermicular utilizado para o ensaio de tração...72
Figura 3.7 - Centro de usinagem Feeler utilizado no experimento..........................................73
Figura 3.8 - Broca helicoidal usada no experimento...............................................................73
Figura 3.9 - Ilustração dos desgastes VB e VB
max
de uma broca (Schroeter, 1999)...............74
Figura 4.1 - Fixação da ferramenta no cone.............................................................................78
Figura 4.2 - Fixação do corpo de prova na máquina................................................................78
Figura 4.3 – Microscópio utilizado para avaliação do desgaste das brocas.............................79
Figura 4.4 - Medição do desgaste da broca durante os ensaios...............................................79
Figura 4.5 - Micrômetro Mitutoyo interno de três pontos.......................................................80
Figura 4.6 - Tridimensional Zeiss Prismo Navigator..............................................................81
Figura 4.7 - Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV).....................................................82
Figura 4.8 - Fixação das ferramentas para avaliação MEV e EDS. (a) Análise do ângulo de
folga da ferramenta, (b) Análise do ângulo de saída do cavaco..............................................83
Figura 5.1 - Curvas de desgastes obtidas para condições utilizadas para o experimento: meios
lubri-refrigerantes A, B, C e Seco...........................................................................................86
Figura 5.2 - Caracterização dos desgastes das brocas para as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte = 110 m/min.
Aumento da imagem igual a 500 x..........................................................................................87
Figura 5.3 - Diâmetro médio no início e fim de vida das condições utilizadas no experimento
sob velocidade de corte de 110 m/min....................................................................................88
Figura 5.4 - Gráfico Boxplot de Diâmetro entre as condições utilizadas para o experimento:
9
meios lubri-refrigerantes, A, B, C e Seco. Velocidade de Corte = 110 m/min.......................89
Figura 5.5 - Circularidade média obtida no início de vida das condições utilizadas no
experimento. Velocidade de corte = 110 m/min.....................................................................90
Figura 5.6 - Circularidade média obtida no fim de vida das condições utilizadas no
experimento. Velocidade de corte = 110 m/min.....................................................................90
Figura 5.7 - Gráfico Boxplot de Circularidade obtido no fim de vida entre as condições
utilizadas para o experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte
= 110 m/min............................................................................................................................91
Figura 5.8 - Gráfico Boxplot de retitude entre as condições utilizadas para o experimento:
meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte = 110 m/min........................92
Figura 5.9 - Gráfico Boxplot de Cilindricidade entre as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte = 110/min......94
Figura 5.10 - Gráfico Boxplot de Rugosidade R
a
entre as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte de 110
m/min.......................................................................................................................................96
Figura 5.11 - Gráfico Boxplot de Rugosidade Rz entre as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte de 110
m/min.......................................................................................................................................97
Figura 5.12 - Rugosidade R
a
média das condições utilizadas no experimento. Velocidade de
corte = 110 m/min...................................................................................................................98
Figura 5.13 - Rugosidade R
z
média das condições utilizadas no experimento. Velocidade de
corte = 110 m/min...................................................................................................................98
Figura 5.14 - Região da ferramenta utilizada para as análises por microscopia eletrônica de
varredura (MEV) e por micro-sonda (EDS)...........................................................................99
Figura 5.15 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida na condição a seco, sob v
c
= 110 m/min....................................................101
10
Figura 5.16 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida para o meio lubri-refrigerante C, sob v
c
= 110 m/min...............................102
Figura 5.17 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida para o meio lubri-refrigerante A, sob v
c
= 110 m/min..............................103
Figura 5.18 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida para o meio lubri-refrigerante B, sob v
c
= 110 m/min...............................104
Figura 5.19 - Esquema que caracteriza a formação da camada protetora entre a f erramenta
de corte e peça......................................................................................................................106
Figura 5.20 - Encruamento da parede do furo após usinagem à v
c
=110 m/min: (a) parede do
primeiro furo usinado; (b) parede do último furo usinado. Aumento de 1000x..................106
11
1. LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 - Propriedades da Grafita: Ferro Fundido Cinzento; Ferro Fundido
Vermicular; Ferro Fundido Nodular (David, 2001; Queiroz, Boehs e Sant’anna, 1999; Sahm,
Abele e Schulz, 1994)...............................................................................................................23
Tabela 2.2 - Características dos meios lubri-refrigerantes (Yushiro, 2007; Webster,1995).....56
Tabela 3.1 - Dimensões do corpo de prova utilizado no experimento......................................70
Tabela 3.2 - Composição química das placas de ferro fundido vermicular utilizadas na
pesquisa.....................................................................................................................................72
Tabela 3.3 - Composição química das placas de ferro fundido vermicular utilizadas na
pesquisa.....................................................................................................................................72
Tabela 3.4 - Porcentagem de perlita, forma da grafita e nodularização na estrutura das placas
utilizadas nos ensaios................................................................................................................73
Tabela 3.5 - Dureza Brinell média e o desvio padrão dos corpos de prova de ferro fundido
vermicular.................................................................................................................................76
Tabela 3.6 - Propriedades mecânicas do material utilizado no experimento...........................77
Tabela 3.7 - Especificações da broca helicoidal.......................................................................79
Tabela 3.8 - Parâmetros de corte utilizado no experimento.....................................................80
Tabela 4.1 - Descrição dos fluidos utilizados na furação do ferro fundido vermicular............90
Tabela 5.1 - Percentual médio de peso de elementos encontrados na face das brocas revestidas
no final de vida da broca, em regiões próximas ao gume de corte.........................................107
Tabela 5.2 – Análise dimensional e visual das regiões encruadas dos furos, vc = 110
m/min......................................................................................................................................114
12
SIMBOLOGIA
a
e
[mm] Profundidade de Corte Radial
a
p
[mm] Profundidade de Corte Axial
b [mm] Comprimento ativo de Corte do Gume
D [mm] Diâmetro
d
1
[mm] Diâmetro no Ponto 1
d
2
[mm] Diâmetro no Ponto 2
F
c
[N] Força de Corte
F
f
[N] Força de Avanço
FR [N] Força Resultante
F
x
[N] Força na Direção X
F
y
[N] Força na Direção Y
F
xy
[N] Força Resultante no Plano XY
F
t
[N] Força Tangencial de Corte
f [mm] Avanço
f
z
[mm] Avanço por Gume
F
z
[N] Força na Direção Z
h [mm] Espessura do Cavaco
KB [mm] Marca de Desgaste na Face da Ferramenta de Corte
KM [mm] Afastamento Médio da Cratera
KT [mm] Profundidade de Cratera
l
1
[mm] Comprimento Total
l
c
[mm] Comprimento de Corte
l
f
[mm] Comprimento de Avanço
l
t
[mm] Comprimento Total dos Gumes em Ação
n [rpm] Rotação da Árvore da Máquina-Ferramenta
Q [mm
3
/min] Taxa de Usinagem
Q
ges
[kJ] Quantidade de Calor Total da Remoção
Q
sp
[kJ] Quantidade de Calor Transferido ao Cavaco
Q
kss
[kJ] Quantidade de Calor Transferido ao Fluido de Corte
Q
we
[kJ] Quantidade de Calor Transferido à Peça
Q
ws
[kJ] Quantidade de Calor Transferido à Ferramenta
R [mm] Raio
R
a
[µm] Rugosidade Média Aritmética
13
t [s] Tempo
T
f
[min] Vida da Ferramenta em Função do Avanço
VB [mm] Desgaste no Flanco da Ferramenta de Corte
VB
max
[mm] Desgaste de flanco máximo
VB
méd
[mm] Desgaste de flanco médio
v
c
[m/min] Velocidade de Corte
z ____ Número de Gumes de Corte
α [º] Ângulo de Folga (Incidência) da Ferramenta de Corte
β [º] Ângulo da Cunha de Corte da Ferramenta
κ [º] Âng. de Incidência do Gume Principal
λ [º] Ângulo de Hélice do Gume Principal
γ [º] Ângulo de Saída da Ferramenta de Corte
γ’
p
[º] Ângulo de Saída Passivo do Gume Secundário
ϕ
c
[º] Ângulo de Engajamento
1-m
c
____ Expoente de Kienzle
14
ABREVIATURA
AR ____ Aço-Rápido
C ____ Carbono
CBN ____ Nitreto de Boro Cúbico
CGI ____ Compacted Graphite Iron
Co ____ Cobalto
CVD ____ Chemical Vapour Deposition
DIN ____ Deutsche Industrie-Normen
EDS ____ Energy Dispersive Spectrometer
ELA ____ Environmental Investigation Agency
EPA ____ Environmental Protection Agency – US
Fe ____ Ferro
HSC ____ High Speed Cutting
HSM ____ High Speed Machining
HSP ____ High Speed Performance
HSS ____ High Speed Steel
IMAC ____ Meios Auxiliares de Corte
MD ____ Metal-Duro
MQFC ____ Mínima Quantidade de Fluido de Corte
N ____ Nitrogênio
O ____ Oxigênio
QMFC ____ Quantidade Mínima de Fluido de Corte
QRFC ____ Quantidade Reduzida de Fluido de Corte
SAE ____ Society of Automotive Engineers
TiAlN ____ Titânio-Alumínio-Nitreto
TiCN ____ Carbonitreto de Titânio
TiN ____ Nitreto de Titânio
UDESC ____ Universidade do Estado de Santa Catarina
UFSC ____ Universidade Federal de Santa Catarina
15
RESUMO
O aumento da eficiência térmica, aliado à redução do peso do motor, caracteriza o bloco de
motor a diesel, em cuja fabricação é cada vez mais utilizado o ferro fundido vermicular (CGI).
O emprego desse material viabiliza a construção de veículos com motores mais eficientes, no
sentido de diminuir tanto o consumo de combustível quanto a emissão de poluentes, como
monóxido de carbono e hidrocarbonetos, se comparado ao ferro fundido cinzento. Porém,
apesar de extremamente vantajoso no que tange à funcionalidade do produto final, o ferro
fundido vermicular se apresenta um dos piores materiais para blocos se analisado em termos
de usinabilidade. Sendo a furação um dos processos mais utilizados em operação de
usinagem, inclusive em usinagem de CGI, neste trabalho é analisado o comportamento de
brocas helicoidais mediante emprego de diferentes fluidos de corte. O presente estudo focou o
comportamento das brocas helicoidais para três diferentes meios lubri-refrigerantes, com
velocidade de corte de 110 m/min sob avanço único. Avaliou-se o desgaste, variações de
diâmetro, rugosidades produzidas e erros de forma dos furos obtidos. Também foram
realizadas análises por EDS de elementos químicos presentes em regiões distintas da
ferramenta, com o intuito de melhor compreender quais os mecanismos de desgaste presentes
em cada uma delas. De modo geral, o trabalho visa determinar o fluido de corte mais
adequado à usinagem do ferro fundido vermicular com broca helicoidal, observando a relação
custo-benefício que resulte de tal procedimento. É possível assim, um aumento na
competitividade da indústria na área de fabricação de blocos de motor em ferro fundido
vermicular.
Palavras-chave: Ferro fundido vermicular, broca helicoidal, fluido de corte.
16
ABSTRACT
The thermal efficiency increase associated to the reduction of the engine weight, characterizes
the engine block diesel, in whose manufacture the usage of Compacted Graphite Iron is
increasing. The CGI utilization makes possible the construction of vehicles with more
efficient engines, in terms of decreasing both fuel consumption and pollutants emission, as
carbon monoxide and hydro-carbons, once compared with Gray Cast Iron. However, despite
of being extremely advantageous regarding the functionality of its final product, CGI is a
difficult material by means of machining to be used in blocks. Considering that drilling is one
of the most used machining processes, including CGI machining, helical drills behavior with
different cutting fluid utilization will be observed in this study, beholding the fluid influence
over the tool wear. This research focused on the behavior of helical drills for three different
cutting fluid managed, in what was used the cutting speed of 110 m/min under one feed rate.
It was evaluated wear, diameter, roughness and holes form errors for the holes obtained. EDS
analysis of chemical elements present on drills different areas were also realized, in order to
understand the wearing mechanisms for each tool. The aim of this study in general is
determine the most suitable cutting fluid on the Compacted Graphite Iron machining with
helical drill, longing also for the cost-benefit relation that such procedure comes to offer to
Tupy S.A. It is still intended to continue the studies that Engineers Mocellin (2002) and
Andrade (2005) had developed. Their essays are respectively about Condition of the CGI in
terms of machining and Behavior of some coats in the income of drills in the machining of
that material. Thus, it is possible to increase the industry competitiveness in the area of engine
blocks manufacturing with compacted graphite iron.
Keywords: Compacted Graphite Iron, helical drill, cutting fluid.
17
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
Atualmente os materiais mais comuns para fabricação de blocos de motores são o
ferro fundido cinzento, ferro fundido vermicular (CGI) e ligas de alumínio (Marquard,
Helfried e McDonald, 1998). O ferro fundido vermicular oferece uma combinação
intermediária de propriedades não encontradas no ferro fundido cinzento em termos de
ductilidade e maleabilidade. Embora a demanda pelo CGI ainda seja relativamente baixa em
comparação aos outros ferros fundidos, o crescimento potencial da utilização desse material é
considerado alto. Para a primeira década do século XXI a previsão é que haja um aumento de
cinqüenta por centro da demanda de ferro fundido vermicular (Powell e Levering, 2002).
Segundo Guesser e Guedes (1997) o grande indicador desta tendência é a própria
indústria automotiva, que demonstra grande aceitação por este material nos mais diversos
componentes. Dentre esses componentes, pode-se citar coletores de escapamento, discos de
freio, cabeçotes de motor e principalmente blocos de motor a óleo diesel, normalmente
fabricados em ferro fundido cinzento conforme ilustrado na Figura 1.1.
Figura 1.1 – Componentes fabricados na indústria automotiva de ferro fundido cinzento.
Para a escolha de um material para a indústria automotiva, são observadas
características tais como: peso, resistência mecânica, custo do material, considerações
ambientais e custo de usinagem. Nestes critérios, o ferro fundido vermicular possui as
melhores propriedades, mas apresenta baixa usinabilidade quando comparado ao ferro
fundido cinzento, o que pode limitar sua aplicação (Marquard, Helfried e McDonald, 1998).
18
Por estes motivos, a usinagem do ferro fundido vermicular passou a ser investigada
intensamente desde 1995, sendo a Alemanha o país que possui os principais centros de
pesquisa do assunto atualmente (Dawson et al, 1999).
Na usinagem, o processo de furação é um dos mais utilizados para fabricação de
componentes na indústria manufatureira. No Brasil, as brocas helicoidais de aço-rápido com
ou sem revestimento estão presentes em mais da metade das operações de furação (Diniz,
2003). Na furação a dificuldade para remoção de cavaco está diretamente relacionada à
profundidade do furo no sentido de, quão maior for, mais difícil será o processo. Neste
sentido, o uso dos meios lubri-refrigerantes nos processos fechados, como a furação, é
fundamental devido à dificuldade de remoção dos cavacos (Queiroz, Boehs e Sant’anna,
1999).
A utilização dos meios lubri-refrigerantes pela indústria no processamento de metais
está diretamente ligada à necessidade de minimizar o calor gerado e lubrificação nas
operações de usinagem. Os meios lubri-refrigerantes têm como função básica auxiliar o
processo de usinagem no controle de temperatura, com o aumento da refrigeração do sistema
e do aumento da lubrificação na região de corte. Além disso, os meios lubri-refrigerantes
auxiliam na remoção de cavacos e particulados (Iowa, 2003).
Diante disso o presente trabalho consiste fundamentalmente em avaliar o desempenho
dos meios lubri-refrigerantes na furação do ferro fundido vermicular com broca helicoidal e
como referência será adotado o processo de usinagem a seco.
Esta pesquisa foi desenvolvida com recursos próprios e da empresa Tupy S.A, e tem
como objetivo identificar o tipo de meio lubri-refrigerante que ofereça o maior tempo de vida
útil à ferramenta, o melhor acabamento superficial da peça usinada e alcance as tolerâncias
requeridas concomitante à minimização do impacto ao meio ambiente.
Assim sendo, este trabalho poderá auxiliar nas pesquisas de ferro fundido vermicular,
tornando a Tupy S.A. ainda mais competitiva mundialmente em seu segmento e contribuindo
para o estudo dos meios lubri-refrigerantes.
19
CAPÍTULO 2
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Ferro fundido vermicular (CGI)
O ferro fundido vermicular, também conhecido como Compacted Graphite Iron
(CGI), foi descoberto por acaso durante a fabricação do ferro fundido nodular, devido a erros
de composição química (ASM, 1996). O CGI tem sido produzido em componentes de
geometria relativamente simples há mais de trinta anos; no entanto apenas nos últimos anos as
fundições têm empregado essa tecnologia em componentes mais complexos (Dawson, 2000).
O ferro fundido vermicular possui boas características de resistência mecânica,
resistência a choques térmicos, condutividade térmica, amortecimento, tenacidade e
ductilidade. A junção de características tão importantes, tanto do ferro fundido cinzento,
quanto do ferro fundido nodular, atribui ao ferro fundido vermicular uma grande importância
para aplicação industrial (Marquard, Helfried e MacDonald, 1998; Wertheim, Layyous e
Littlefair, 2004; Jaszezak, 2007).
2.1.1 Considerações microestruturais
A diferença entre os três tipos de ferro fundido – Cinzento, Vermicular e Nodular –
consiste na forma da grafita. Ferro cinzento é caracterizado pela grafita na forma lamelar,
enquanto no nodular a mesma ocorre em forma de nódulos (Dawson, 2000).
As partículas em grafita de CGI, por sua vez, aparecem individualmente em forma de
“vermes”, ou partículas vermiculares. As partículas são alongadas e orientadas aleatoriamente
como no ferro cinzento. Entretanto, elas são menores e mais espessas e contêm pontos
arredondados. Enquanto as partículas de CGI aparecem em forma de vermes, vistas em duas
dimensões, uma análise mais profunda mostra que os vermes individuais são conectados entre
si em uma célula eutética (Dawson, 1999; Guesser, Schroeder e Dawson, 2001; Sintercast,
2001).
Esta morfologia de grafita se assemelha a um coral complexo, que juntamente com os
cantos arredondados e superfícies irregulares resulta em uma fonte de adesão entre a grafita e
a matriz do ferro. A morfologia da grafita compactada inibe o início e o crescimento de
trincas, sendo esta característica a fonte de melhoramento das propriedades mecânicas em
20
relação ao ferro cinzento, juntamente com sua ancoragem na matriz metálica (Dawson, 1999;
Sintercast, 2001).
As principais propriedades e características que diferenciam o ferro fundido cinzento,
ferro fundido vermicular e ferro fundido nodular são apresentadas na Tabela 2.1.
Tabela 2.1. Propriedades da Grafita: Ferro Fundido Cinzento; Ferro Fundido
Vermicular; Ferro Fundido Nodular (David, 2001; Queiroz, Boehs e Sant’anna, 1999; Sahm,
Abele e Schulz, 1994).
Propriedade Cinzento CGI Nodular
Resistência à Tração (MPa) 250 450 750
Módulo de Elasticidade (GPa) 105 145 160
Elongação (%) 0 1,5 5
Condutividade Térmica (W/mK) 48 37 28
Dureza (BHN 10/3000) 179 – 202 217 – 241 217 – 255
Resistência à Fadiga (MPa) 110 200 250
Formas Ilustradas de Grafita
2.1.2 Propriedades do ferro fundido vermicular
As propriedades físicas e mecânicas do CGI são determinadas pela forma e pela razão
entre a grafita perlítica e grafita ferrítica (Dawson, 2000).
Os módulos de força de tração e módulo de elasticidade do CGI aumentam
gradualmente com o aumento da nodularidade, mas diminuem bastante com o início da
formação da grafita lamelar. Dessa forma, a grafita lamelar é inadmissível no CGI. O eixo de
nodularização é comprimido na zona da forma lamelar para reproduzir uma rápida transição
do CGI para a grafita lamelar por causa do magnésio (Mg). Uma taxa de 5% de nodularidade
representa assim um ferro cinzento (Dawson, 2000).
Um dos aspectos mais importantes da estrutura do CGI é o efeito da tensão aplicada
nos módulos de elasticidade. Nos ferros cinzentos, o módulo de elasticidade diminui
21
linearmente na presença de uma carga aplicada. Entretanto, devido à ductilidade do CGI, o
módulo de elasticidade permanece constante até certa temperatura dependendo do limite de
tensão alcançada. O significado prático disto é que o módulo de elasticidade dos componentes
do CGI pode ser de 50 – 75% mais alto que os fundidos de ferro cinzento (Dawson, 2000).
Ao fazer simulações, portanto, deve-se inserir os valores de rigidez apropriados para
ambos o ferro cinzento e CGI – como uma função para carregamento – para identificar
corretamente as oportunidades de redução de peso e as limitações do desempenho.
2.1.3 Argumentos ecológicos para utilização do ferro fundido vermicular
Tecnicamente já foi comprovada a possibilidade de construir o carro “amigo” do meio
ambiente, que forneça boa economia de combustível e baixa emissão. No entanto os fatores
limitantes para a produção de tais veículos são os custos, e até agora, pelo menos, a baixa
demanda. Existem várias técnicas de engenharia disponíveis para melhorar a economia do
combustível. Em função da crise de energia dos anos 1970, os carros têm sido construídos
com motores mais eficientes, maiores relações de transmissão e melhor aerodinâmica.
O motor é o único componente do carro que possui relação direta, não somente no
peso, mas também no desempenho ambientalista. O mesmo constitui o conjunto mais pesado
do carro, e seu peso e localização influenciam fortemente na maioria do outros parâmetros do
projeto, incluindo a escolha do material para os chassis e a carroceria (Würtemberg, 1994).
Nos últimos anos o desenvolvimento dos motores diesel foi auxiliado por legislações
referentes aos gases de escape e também pela busca de eficiência em motores cada vez
menores. A inovação mais significativa foi a introdução de sistemas que permitem maiores
pressões dos cilindros nos injetores a diesel diretos. Isto significa uma combustão mais
eficiente, maiores potências por litro, emissões mais reduzidas e motores mais silenciosos.
Contudo exige dos munhões do virabrequim uma resistência maior em função da elevada
carga mecânica, podendo resultar em uma quebra por fadiga nestas áreas. Portanto, a
exigência por materiais mais resistentes, sem aumentar o peso do motor, é cada vez maior.
O CGI, comparativamente com ferro fundido cinzento, possui 80% a mais de
resistência à tração, módulo de elasticidade 38% mais elevado e praticamente quase o dobro
de resistência à fadiga. Por estes motivos o CGI pode ser crucial para atender as novas
exigências dos motores diesel em benefício ao meio ambiente (Würtemberg, 1994).
22
2.2 Processo de furação
A furação é um dos processos de usinagem mais utilizados na indústria metal
mecânica (Diniz, 2003). Possui semelhanças ao processo de torneamento e utiliza ferramentas
com geometria definida, denominadas de brocas (Bork, 1995).
No Brasil, as brocas helicoidais de aço-rápido com ou sem revestimento estão
presentes mais da metade das operações de furação. Na furação, a dificuldade para remoção
do cavaco está diretamente relacionada à profundidade do furo no sentido de, quão maior for,
mais difícil será o processo. Tal problema afeta também a refrigeração/lubrificação na região
de corte, e muitas vezes são necessárias brocas com canais de refrigeração. O fluido lubri-
refrigerante aduzido com pressão passa pelo interior da broca atingindo a região de corte no
fundo do furo (Diniz, 2003).
O processo de furação possui algumas particularidades, normalmente é realizado sob
condições severas e tais como:
• A velocidade de corte não é uniforme, variando de zero no centro do furo até o
máximo na periferia;
• Dificuldade de retirada do cavaco da cavidade;
• Desgaste acentuado nas quinas com canto vivo;
• As guias apresentam desgaste em função do atrito com a parede do furo (König,
1997; Stemmer, 2001).
A furação, de acordo com a norma DIN 8589, é definida como um processo de
usinagem com movimento de corte circular, ou seja, com movimento rotativo com o eixo de
rotação e avanço coincidentes. As variações mais comuns do processo de furação e as suas
direções de movimentos estão ilustradas na Figura 2.1.
23
Figura 2.1 - Variantes do processo de furação (Segundo DIN 8589) (König, 1997).
2.2.1 Brocas helicoidais
Para a execução de furos, as brocas helicoidais são as ferramentas mais utilizadas.
Apresentam geralmente dois gumes principais, que são ligados ao gume transversal
(Stemmer, 1992). Portanto o gume transversal se torna uma parte integrante do gume
principal, mesmo que, em decorrência do ângulo de saída negativo, praticamente não
apresente um corte e sim deforme o material plasticamente e o extrude na direção das parcelas
cortantes do gume principal (König, 1997).
O formato e o ângulo de hélice da broca definem o ângulo de saída, que não é
constante ao longo do gume principal. No entanto apresenta o seu valor máximo na quina da
broca e diminui no sentido de centro da mesma, tornando-se negativo na passagem para o
gume transversal (König, 1997).
A definição das partes da brocas helicoidais está constituída nas normas ABNT NBR
6176 – DIN 1412. Podem existir algumas variações geométricas, tais como ausência de
rebaixo, haste cilíndrica ao invés de cônica, existência de canais para refrigeração interna e
algumas outras, conforme mostrado na Figura 2.2 (Stemmer 2001).
24
Figura 2.2 - Partes de uma broca helicoidal (Diniz, 2003; Stemmer, 1992).
2.2.2 Parâmetros de corte no processo de furação
Os parâmetros de corte são as grandezas que definem a maneira com que o processo se
realiza:
a) Velocidade de corte (v
c
)
É a velocidade instantânea do ponto de referência do gume da ferramenta na direção e
sentido de corte (Schroeter e Weingaertner, 2002). A velocidade de corte está diretamente
relacionada com a rotação da ferramenta e diâmetro do furo (Stemmer, 2001). Nos processos
que possuem rotação, a velocidade de corte é calculada conforme equação 2.1.
v
c
= . D . n / 1000 [m/min] (2.1)
25
b) Velocidade de avanço (v
f
)
É a velocidade instantânea do ponto de referência do gume, segundo a direção e
sentido de avanço. O cálculo se define pela equação 2.2 (Schroeter e Weingaertner, 2002):
v
f
= f . n [m/min] (2.2)
c) Velocidade efetiva de corte (v
e
)
Velocidade instantânea do ponto de referência do gume da ferramenta segundo a
direção efetiva de corte. A velocidade de corte está relacionada com o diâmetro do furo e com
a rotação da ferramenta, e mantém uma relação direta com o material usinado, vida da
ferramenta, tempo de usinagem, acabamento superficial e a potência consumida pela
máquina-ferramenta (Schroeter e Weingaertner, 2002; Stemmer, 2001).
d) Espessura de usinagem (h)
A espessura de usinagem é proporcional ao avanço e é medida perpendicular ao gume,
conforme a equação 2.3:
h = f/2 . sen(/2) (2.3)
e) Profundidade de corte (a
p
)
Conforme a Figura 2.3, a profundidade de corte é a profundidade de penetração das
guias da broca, desconsiderando a ponta da ferramenta. Equivalente à metade do diâmetro da
ferramenta (Diniz, 2003).
Figura 2.3 - Grandezas de corte no processo de furação (Schroeter e Weingaertner, 2002)
26
f) Largura de usinagem (b)
A largura de usinagem corresponde ao comprimento de cada gume principal para o
caso de furação em cheio.
2.2.3 Forças de corte em furação
Na furação com brocas helicoidais as forças de corte são representadas conforme
ilustrado na Figura 2.4, sendo que as forças de corte variam com os ângulos das ferramentas.
Figura 2.4 – Forças na broca helicoidal (Schroeter e Weingaertner, 2002).
Na furação, a força de usinagem resultante (F), atuante em cada um dos gumes da
ferramenta pode ser dividida em:
a) Força principal de corte (F
c
)
Determina a componente de força atuante na face da ferramenta, normal ao gume na
direção do movimento (Trent, 2000);
b) Força de avanço (F
f
)
Determina a componente de força na direção do avanço (Trent, 2000);
c) Força passiva (F
p
)
Determina a componente que tende a empurrar a ferramenta na direção radial (Trent,
2000).
Fc : Força de corte
Ff : Força de avanço
Fp : Força passiva
D : Diâmentro da broca
r : Distância do ponto de atuação da
força ao eixo da broca
Furação em acabamento : r = 0,38 . D/2 *
Furação (com furo guia) : r = 0,51 . D/2 *
Furação : r = (D + d) / 4
* Segundo: Spur
27
2.3 Formação dos cavacos
A geometria e a forma com que se formam os cavacos são fatores cruciais
principalmente em processos que apresentam um volume de espaço pequeno em função do
grande volume gerado dos mesmos, como por exemplo, a furação.
As principais influências sobre a formação de cavaco são as condições de corte e a
geometria da ferramenta. Em função da diminuição da deformabilidade do material da peça
ou pelo aumento da deformação do cavaco pode resultar uma quebra ideal do cavaco.
Considerando que a deformação do material está diretamente vinculada à temperatura na
região de corte, uma redução da velocidade de corte ou a refrigeração da região de corte
resultam em cavacos mais quebradiços (Schroeter e Weingaertner, 2002).
2.3.1 Tipos dos cavacos
a) Cavaco contínuo
Devido à ductilidade do material e a alta velocidade de corte o cavaco é formado
continuamente, podendo também ocorrer em função de um fluido lubri-refrigerante que seja
eficiente durante usinagem a baixas velocidades de corte, porque sua formação está associada
a um baixo coeficiente de atrito. Portanto como a velocidade de corte varia muito pouco em
função da formação contínua do cavaco, a qualidade superficial é boa (Stemmer,1995).
b) Cavaco Cisalhado
O material fissura no ponto mais solicitado, podendo ocorrer ruptura parcial ou total
do cavaco. A soldagem dos diversos pedaços de cavacos é devida à alta pressão e temperatura
formada na região. A qualidade superficial é inferior à obtida com cavaco contínuo, devido à
variação da força de corte. Tal força cresce com a formação do cavaco e diminui bruscamente
com sua ruptura, gerando fortes vibrações que resultam numa superfície com ondulosidade
(Stemmer, 1995).
c) Cavaco arrancado
Este cavaco rompe em pequenos segmentos, ocorre em materiais frágeis ou de
estrutura heterogênea, como por exemplo: os ferros fundidos, devido à presença de grafita
(König, 1997).
28
d) Cavaco lamelar
Ocorre quando a capacidade de deformação do material é menor do que o grau de
deformação no plano de cisalhamento e menor do que a energia de deformação por
cisalhamento. Estrutura irregular do material usinado e vibrações, que conduzem a variações
na espessura do cavaco, podem causar cavacos do tipo lamelar (König, 1997).
2.3.2 Formas dos cavacos
No processo de furação, o cavaco normalmente assume as seguintes formas:
• Cavaco helicoidal cônico (longo ou curto);
• Cavaco helicoidal (ou fita retorcida);
• Cavaco em vírgula;
• Cavaco em lascas e pedaços (Bork, 1995).
A Figura 2.5 mostra diversas formas de cavacos e suas designações.
Figura 2.5 – Formas de cavacos e sua classificação (König, 1997).
2.4 Desgastes das ferramentas
2.4.1 Tipos de desgastes em brocas e critério de fim de vida
Vida de uma ferramenta é a denominação para o tempo efetivo entre duas afiações
sucessivas, sem considerar os tempos passivos. A perda da capacidade de corte é indicada
através de um determinado grau de desgaste, determinando a troca de ferramenta da máquina
quando, por exemplo:
29
• Receia-se uma quebra do gume cortante da ferramenta;
• O gume da ferramenta estiver danificado;
• O desgaste da superfície de incidência da ferramenta não permite que as
tolerâncias exigidas na peça não sejam alcançadas;
• Acabamento superficie da peça usinada está fora do especificado;
• Em virtude dos desgastes elevados da ferramenta, a força de usinagem tende a
aumentar interferindo no funcionamento da máquina (Ferraresi, 2003).
O fim de vida de uma broca é atingido quando esta apresenta um elevado desgaste em
uma ou mais de suas partes consideradas vitais para o processo de usinagem. Através de pré-
ensaios, pode-se determinar qual o tipo de desgaste que mais contribui para a redução da vida
da broca. Os principais tipos de desgaste observados em:
a) Desgaste de flanco (VB)
O desgaste que ocorre ao longo dos gumes principais da broca. Este tipo de desgaste
da broca é o resultado da média entre a largura média de desgaste (VB
méd
) e da largura
máxima (VB
max
) conforme indicado na Figura 2.6 (Bork, 1995).
As medições sempre devem ter como referência o gume da broca enquanto nova, caso
contrário durante a usinagem o gume desgastado deixa de ser uma referência (Bork, 1995).
Figura 2.6 - Medição de desgastes de flanco (Bork, 1995).
b) Desgaste das Guias (H)
O desgaste das guias é medido a partir da quina da broca, conforme Figura 2.7 (Bork,
1995).
30
Figura 2.7 - Posição para medição do desgaste em guias (Bork, 1995).
c) Desgaste de Cratera (Kb)
Este desgaste é localizado nas faces da broca, caracterizado pela distância Kb, medida
entre a posição original do gume e a borda da cratera mais distante, como demonstra na
Figura 2.8 (Bork, 1995).
Figura 2.8 - Desgaste de cratera em brocas (Bork, 1995).
d) Lascamento dos Gumes
São caracterizados pelas dimensões P
t
e P
m
como indicado pela Figura 2.9 (Bork,
1995).
31
Figura 2.9 - Lascamentos no gume principal da broca (Bork, 1995).
e) Arredondamento das quinas
Caracterizado pelo arredondamento da quina da broca, independentemente se foi
afetada toda quina (Bork, 1995). Em geral, é o resultado da combinação dos desgastes de
flanco e guia.
f) Colapso total
Constitui-se na destruição ou inutilização da broca. Durante a usinagem o colapso total
pode ser reconhecido pelo brusco aumento de potência de corte ou pela mudança do som de
corte.
2.4.2 Mecanismos de desgaste
O desgaste pode ser definido como perda do material pela ação entre a peça e a
ferramenta e entre o cavaco e a ferramenta em função das solicitações mecânicas, térmicas e
químicas. Os principais mecanismos que influenciam o desgaste das ferramentas estão
ilustrados na Figura 2.10.
32
Figura 2.10 – Causas de desgaste na usinagem (König, 1997).
A Figura 2.11 mostra os mecanismos de desgaste que podem apresentar sinais típicos
de desgastes, tais como desgaste de cratera, desgaste de flanco, lascamento de várias
dimensões ou deformações plásticas. Desgastes e sobrecargas mecânicas nos gumes das
ferramentas de corte podem ser gerados por solicitações mecânicas, térmicas e tribológicas
decorrentes dos processos de usinagem (Bunshah, 2001).
Figura 2.11 – Falhas em ferramentas de corte (Bunshah, 2001).
2.5 Revestimentos para Ferramentas de Usinagem
33
No atual estágio da tecnologia de fabricação, onde se objetivam a alta produtividade e
baixos custos, os revestimentos de ferramentas são indispensáveis à obtenção de bons
resultados (Abele e Dörr, 2002).
Tais revestimentos trazem efeitos positivos devido à menor geração de calor, menores
esforços de corte, menor tendência à adesão do material da peça, aumento da dureza
superficial da ferramenta e redução do mecanismo de difusão em função à barreira térmica
imposta pelo revestimento, entre outros (Yuhara, 2000).
Os principais tipos de revestimentos são listados abaixo:
a) Carboneto de titânio (TIC)
Material duro que fornece resistência ao desgaste por abrasão. Sendo quimicamente
inerte, forma uma barreira térmica e química entre o cavaco e a ferramenta. Devido à
diminuição do atrito e menor condutividade térmica há uma redução na temperatura no gume,
diminuindo a difusão. Leva a forças de avanço e passivas menores, porém a força de corte é a
mesma se comparada com uma ferramenta não-revestida. A espessura do revestimento varia
entre 4 a 8 µm, possuindo coloração cinza escuro (König, 1990).
b) Nitreto de titânio (TiN)
A economia e o aumento de produtividade alcançados com o revestimento de TiN têm
sido significativos, podendo em certos casos aumentar a vida da ferramenta em 800%. O
revestimento de TiN foi um dos primeiros a ser inventado e é o mais utilizados hoje em dia.
As fresas para acabamento podem usinar com maiores velocidades e avanços que as
ferramentas não revestidas. O TiN facilita a saída do cavaco, diminui a temperatura gerada na
remoção do material e a formação do gume postiço. As fresas revestidas podem durar até 5X
mais que as não revestidas, podendo muitas vezes serem revestidas novamente [3]. O nitreto
de titânio não é um material tão duro, mas apresenta um coeficiente de atrito menor e com
isso uma maior resistência ao desgaste de cratera. Apresenta uma cor dourada, sendo aplicado
em temperaturas não muito elevadas, influenciando pouco o substrato. As espessuras variam
entre 5 a 7 µm, podendo em alguns casos chegar a 15 µm. Possui uma alta ligação interna, por
isso é mais estável quimicamente. A tendência à difusão com o ferro é menor. O desgaste
abrasivo no flanco diminui com o aumento de nitreto de titânio (Stemmer, 1993).
c) Carboneto de titânio e alumínio (TiNAl)
Pertence ao grupo de materiais metálicos duro, onde o AlN pode ser ligado a um
metal-duro covalente. Comparado ao TiN, apresenta maior resistência à oxidação. Devido à
formação de uma camada superior densa de Al2O3, aumenta a resistência à difusão e
34
oxidação do filme (TiNAl), aumentando sua dureza até mesmo em temperaturas elevadas.
Para aplicação sem fluido de corte ou na forma de névoa, tem-se a possibilidade de utilização
de revestimento múltiplo. Combina-se uma camada dura de TiNAl, com uma mole e
lubrificante de WC/C a qual apresenta média dureza e baixo coeficiente de atrito. A utilização
desta combinação melhora a saída do cavaco (menor atrito) reduzindo a força de corte. O
TiNAl é depositado por arco e o WC/C por bombardeamento. O TiNAl (extremamente duro e
estável termicamente) protege os gumes solicitados severamente contra o desgaste e
temperaturas elevadas. O TiNAl é depositado principalmente pela evaporação do alvo de TiAl
utilizando o nitrogênio com gás reativo. O WC/C apresenta baixos valores de desgaste em
longos períodos de tempo (König, 1990; Teeter, 1999).
d) Carbonitreto de titânio (TiCN)
A espessura de revestimento com o TiCN chega a ser de 0,002mm. Este tipo de
revestimento fornece dureza e resistência ao desgaste excepcionais, superando o desempenho
do TiN em aplicações onde o avanço e a velocidade de corte são severos. Isto ocorre na
usinagem de materiais abrasivos ou de corte difícil. Pode-se usinar materiais como aço
carbono, alumínio, aço inoxidável, aço de matrizes e materiais abrasivos como ferro fundido,
bronze e ligas de silício-alumínio. Com estas ferramentas pode-se usinar de forma severa e
chegar a alta qualidade superficial. Este elemento forma uma boa combinação com outro que
fornece uma barreira térmica estável como o óxido de alumínio. O substrato deve ter a
ductilidade correta e ser complementado pelo revestimento para obter dureza e proteção
(König, 1990; Stemmer, 1993).
e) Óxido de alumínio (Al2O3)
É o mais frágil de todos os materiais duros, porém apresenta elevada dureza a quente e
resistência à oxidação. Oferece excelente resistência ao desgaste de cratera, mas tem baixa
resistência a oscilações de temperatura. É transparente (König, 1990; Stemmer, 1993).
f) Bisulfeto de molibidênio (MoS2)
Este revestimento também conhecido como Movic® é empregado na usinagem em
alta velocidade a seco ou quase a seco de vários materiais. O Movic é formado por MoS2 e
outros 14 aditivos, reduzindo a 1/6 o atrito no processo quando comparado ao TiN. O MoS2
pode ser usado com revestimentos duros como TiNAl e TiCN aumenta extremamente a vida
da ferramenta em aplicações em aço rápido e ligas de alumínio. O TiNAl é indicado
especificamente para usinar materiais abrasivos, como ligas de alumínio com alto teor de
35
silício e ferro fundido. O TiCN é utilizado para usinar materiais muito duro e materiais de
usinagem difícil, este revestimento combina o baixo atrito do TiN com a dureza e a
capacidade de dissipação do calor do carbono. Isto aumenta dramaticamente a vida da
ferramenta na furação de açoferramenta e aços com dureza superior a 40HRC. O revestimento
macio cobre o duro, agindo como uma barreira térmica entre o cavaco e a ferramenta
prevenindo o sobre aquecimento. Segundo o Dr. Tibor Cselle que patenteou o Movic,
combinando este com carbonetos pode-se concorrer com o Cermet a menor custo. O Movic
(MoS2) adere como o Teflon na ferramenta, criando uma superfície de baixo atrito (Lewis,
1997).
2.6 Qualidade no processo de furação
São muitos os fatores que influenciam na precisão de qualquer furo produzido pela
furação, tais como:
• O processo utilizado;
• A peça e a máquina usadas;
• Parâmetros de usinagem;
• Rigidez do conjunto utilizado e
• A geometria da ferramenta que também influencia na precisão do furo.
Em função das muitas variáveis, é praticamente impossível especificar a precisão de
furos. Nas máquinas onde são utilizadas buchas de furação, a precisão da broca em si, em
relação ao diâmetro e circularidade não é tão crítica, mas é extremamente importante em
operações em máquinas de comando numérico ou outras máquinas de precisão. Em algumas
operações de precisão certas vezes é necessário efetuar uma nova afiação na brocas padrão.
No entanto, uma afiação inadequada pode produzir um desbalanceamento das forças que
poderá causar deflexão na broca e gerar possíveis erros no furo.
2.6.1 Erros comuns na geometria do furo
Em qualquer processo de furação, imperfeições ou certos erros podem ocorrer em
vários graus, devidos a causas comuns conforme ilustrado na Figura 2.12.
36
Figura 2.12 – Erros comuns no processo de furação (König, 1997; Wick, 1988)
a) Erros de forma
Esta condição existe quando o diâmetro não é uniforme ao longo do comprimento do
furo. O diâmetro e o comprimento do furo (relação l/d) são os principais agravantes para este
erro (Schroeter e Weingaertner, 2002).
b) Rebarba
As rebarbas podem ser geradas na borda do furo, tanto na entrada como na saída. A
forma e a dimensão das rebarbas dependem dos materiais da peça e da ferramenta, de suas
propriedades, das condições das ferramentas, da velocidade de corte, avanço e a composição
do fluido refrigerante (Stemmer, 1993).
c) Erros de posicionamento dos furos
A precisão da posição do furo depende primeiramente da condição da máquina e da
ferramenta (crucialmente na ponta da ferramenta), erros ocorrem quando o centro do furo está
deslocado em relação à posição em que deveria estar.
37
d) Erros de circularidade
Ocorrem quando a seção circular de um furo é distorcida m relação à forma ideal.
Formas tais como triangular, irregular ou oval são comumente observadas. A precisão dos
mancais do fuso e a afiação da ferramenta são essenciais para a minimização destes erros. O
erro de circularidade pode ser também reduzido aumentando a taxa de avanço e usando uma
ferramenta com um corpo rígido (Wick, 1988).
e) Erro de cilindricidade
É uma característica geométrica com uma tolerância entre dois cilindros que possuem
características geométricas coaxiais e é considerada como correto se a diferença entre as
distâncias radiais for igual ou menor do que a tolerância especificada (Mitutoyo, 2005).
2.6.2 Qualidade da superfície na furação
As superfícies de uma peça, quando observadas em um microscópio, permitem a
visualização de regiões com maiores ou menores irregularidades, que são definidas como
sendo rugosidade da peça mesmo que essas, num aspecto macroscópico, pareçam
perfeitamente lisas (Schroeter e Weingaertner 2002). Portanto rugosidade é o conjunto de
irregularidades da superfície real em relação à superfície técnica ou de referência, conforme
ilustrado na Figura 2.13.
Figura 2.13 – Conceitos básicos na avaliação de superfícies (König, 1997).
38
a) Rugosidade R
a
É definida através da equação 2.1, conforme ilustrada abaixo, como a média aritmética
dos valores absolutos das variações do perfil real em relação à linha média. Este parâmetro
tem a desvantagem de não informar a ordem de grandezas dos diferentes valores locais da
rugosidade sobre o perfil analisado (König, 1997; Castillo, 2005).
b) Rugosidade R
z
Define-se como profundidade média de rugosidade R
z
a distância média entre os cinco
picos mais altos e os cinco vales mais profundos, dentro de um comprimento médio medido
(König, 1997; Castillo, 2005), conforme equação 2.2 abaixo:
c) Rugosidade R
y
É a distância entre o pico mais alto e o vale mais baixo, dentro de um comprimento
medido de um perfil de rugosidade (König, 1997; Castillo, 2005).
d) Rugosidade R
t
É definida como a profundidade máxima de rugosidade R
t
, que é o valor do
afastamento do perfil de base ao perfil de referência, sendo a maior distância medida
perpendicularmente ao perfil geométrico ideal (König, 1997; Castillo, 2005).
2.7 Usinabilidade
O termo usinabilidade compreende as propriedades de um material que têm influência
sobre o processo de usinagem. Portanto, com o termo usinabilidade são descritas todas as
(2.4)
(2.5)
39
dificuldades que um material apresenta no processo de usinagem. Geralmente são usados
quatro critérios para avaliar a usinabilidade:
• Vida da ferramenta;
• Forças de usinagem;
• Qualidade superficial da peça;
• Forma dos cavacos (König, 1997).
2.7.1 Características de usinabilidade de ferros fundidos
Segundo König (1977) as características de usinabilidade dos ferros fundidos variam
conforme a quantidade e forma da grafita. A presença da mesma reduz o atrito entre
ferramenta e peça, diminuindo a estrutura básica metálica. Consequentemente gera uma
melhor usinabilidade comparando-se aos aços e ferros fundidos sem grafita.
Não só a grafita, mas a estrutura básica metálica dos ferros fundidos também exerce
uma grande influência na usinabilidade. Naqueles possuem maior resistência e dureza
caracterizam-se predominantemente pelo aumento do teor de perlita, e com isso normalmente
apresentam uma péssima usinabilidade.
2.7.2 Usinabilidade de Ferro Fundido Vermicular
Por apresentar maior resistência à tração (75%) e maior tenacidade (30 – 40%) em
relação ao ferro fundido cinzento, o ferro fundido vermicular é mais difícil de ser usinado
(Dawson, 1995). Na usinagem em alta velocidade (cerca de 1000 m/min), o quadro se agrava
ainda mais; somente na região de baixa velocidade de corte (aproximadamente 300 m/min) é
possível obter um acabamento similar ao ferro fundido cinzento (Luempic e Henkel, 2000).
Dois pontos críticos para a usinabilidade do CGI são a consistência da microestrutura
e o controle da nodularidade. Para que haja boa usinabilidade, é necessário que as partículas
de grafita apresentada como nódulos não ultrapassem o índice de 20% nas áreas a serem
usinadas. Em contrapartida, nas paredes externas que não são usinadas, a nodularidade mais
alta é responsável por garantir maior resistência às mesmas. No sentido de controlar a
nodularidade, o ferro fundido vermicular é frequentemente produzido com 0,1 a 0,2% de
titânio. Estudos mostram que a produção de CGI sem titânio torna a usinabilidade igual ou até
superior a dos ferros cinzentos (Dawson, 1995).
O titânio está normalmente presente nos ferros fundidos em teores que variam de 0,005 a
0,02%. Dawson et al (2001) citam que, para os ferros fundidos vermiculares, tal quantidade gira
40
em torno de 0,01% e pode levar à formação de inclusões com dureza maior até do que certos
materiais de corte.
Além disso, a maior dificuldade na usinabilidade em comparação ao ferro fundido
cinzento consiste no tratamento com magnésio que recebe o ferro fundido vermicular e na
quantidade reduzida de enxofre que possui. A quantidade menor desse elemento justifica a
ausência da camada de Sulfeto de Manganês (MnS
2
) na usinagem do CGI. Tal camada, cuja
espessura é diretamente proporcional ao aumento da velocidade de corte e, portanto, ao
aumento da temperatura de corte, age como uma proteção às ferramentas. Este fato explica a
diferença na vida útil das mesmas na usinabilidade de ambos os ferros, conforme ilustrado na
Figura 2.14 (Andrade, 2005).
Figura 2.14 - Presença de MnS
2
como camada protetora ao gume da ferramenta de PCBN na
usinagem do ferro fundido cinzento (a); Ausência da camada de MnS
2
no gume durante a
usinagem do ferro fundido vermicular (b) (Dawson et al, 2001; Georgiou, 2002). (a) (b)
Em resumo, a camada de MnS
2
é responsável pela grande diferença de desempenho
das ferramentas de corte na usinagem dos dois materiais, devido ao crescimento da espessura
da camada em função do aumento da velocidade de corte (Dawson et al, 2001 e Georgiou,
2002).
2.7.3 Influência da forma da grafita do ferro fundido vermicular
Dawson et al. (2001) estudaram as influências de diversas variáveis metalúrgicas na
usinabilidade do ferro fundido vermicular, direcionando principalmente as suas pesquisas
sobre a forma da grafita.
A Figura 2.15 (a) ilustra o início de fratura e sua propagação, tornando o ferro fundido
cinzento frágil, entretanto a Figura 2.15 (b) mostra a morfologia das grafitas do ferro fundido
vermicular que não permite a clivagem e nem a propagação de trincas. Hieber (1994) analisou
que a fratura do ferro fundido vermicular se inicia na interface da grafita vermicular/matriz
41
metálica. Laempic e Henkel (2000) atribuem parte do maior desgaste da ferramente de corte
do ferro fundido vermicular à integração da grafita à matriz metálica.
Figura 2.15 – Propagação de trincas na grafita lamelar do ferro cinzento, à frente da
ferramenta de corte (a); Dificuldade da propagação de trincas nas grafitas vermiculares devido
à sua forma, além do seu entrelaçamento com outras grafitas e com a matriz metálica (b)
(Andrade, 2005).
Portanto, grafitas na forma nodular sempre estarão presentes na estrutura do ferro
fundido vermicular. Por este fator a resistência mecânica e a tenacidade aumentam, mas a
fundição, usinabilidade e condutividade térmica serão prejudicadas (Andrade 2005).
Segundo Schulz e Reuter (2003) na usinabilidade de blocos de motores de CGI, os
processos de furação e fresamento tiveram a vida útil das ferramentas reduzidas pela metade
do tempo. Com base nestes resultados a introdução do CGI nas técnicas de fabricação de
motores se demonstrava não econômica (Schulz e Reuter, 2003).
2.8 Meios lubri-refrigerantes ou fluidos de Corte
De acordo com a literatura técnica, o primeiro a escrever sobre meios lubri-
refrigerantes foi W. H. Northcott, que demonstrou o aumento significativo da produtividade
no corte de materiais após a utilização dos mesmos, há mais de 100 anos (Schroeter e
Waingaertner, 2002; Drozda e Wick, 1983).
O americano F. W. Taylor em 1894 aumentou a velocidade de corte de 30% a 40%
sem afetar a vida da ferramenta de corte, adicionando grande quantidade de água durante o
42
processo de usinagem, com o objetivo de reduzir a temperatura da ferramenta (Schroeter e
Waingaertner, 2002; Drozda e Wick, 1983; Sillman, 1992).
Desde então, as pesquisas têm sido cruciais para o desenvolvimento dos meios lubri-
refrigerantes, também chamados de fluidos de corte, principalmente após o surgimento de
novas ferramentas que permitem as operações com maiores velocidades de corte. Os estudos
com as mais variadas combinações de óleos minerais, óleos graxos e aditivos, como enxofre,
fósforo e outros, demonstraram a grande importância dos meios lubri-refrigerantes nos
processos de fabricação (Schroeter e Weingaertner, 2002; Drozda e Wick, 1983, König,
1999).
O crescimento da utilização dos meios lubri-refrigerantes é proporcional ao aumento
de produção. Principalmente com a evolução das pesquisas verificou-se um grande interesse
em analisar a real influência dos fluidos de corte na saúde do ser humano e o verdadeiro
impacto sobre o meio ambiente (Schroeter e Weingaertner, 2002).
2.8.1 Funções dos meios lubri-refrigerantes
O aumento da tecnologia das máquinas-ferramentas, das ferramentas de corte e do
desenvolvimento dos materiais a serem usinados, exigem dos meios lubri-refrigerantes um
desempenho cada vez maior (Stemmer, 1993). Portanto o meio lubri-refrigerante tem como
função melhorar o processo de usinagem dos metais, e as melhorias podem ser subdividas em
melhorias de caráter funcional ou de caráter econômico (Ferraresi, 2003).
a) Caráter funcional
São as melhorias que facilitam o processo de usinagem focando no desempenho do
processo, como:
• Refrigeração da máquina-ferramenta;
• Refrigeração da ferramenta;
• Refrigeração da peça durante a usinagem;
• Redução do coeficiente de atrito entre a ferramenta e o cavaco;
• Retirada do cavaco da região de corte;
• Melhor acabamento superficial da peça em usinagem (Ferraresi, 2003).
43
b) Caráter econômico
São as melhorias que possuem um único objetivo, usinagem mais econômica, como:
• Menor consumo de energia de corte;
• Menor custo da ferramenta na operação;
• Garantir a ausência de corrosão da peça em usinagem (Ferraresi, 2003).
2.8.2 As principais funções dos meios lubri-refrigerantes
As principais funções dos meios lubri-refrigerantes é, como o próprio nome permite
concluir, a lubrificação e a refrigeração das zonas de corte (Haan et al, 1997).
a) Refrigeração
Os meios lubri-refrigerantes removem o calor gerado durante a operação de corte. Este
efeito impede que a ferramenta atinja a sua temperatura crítica, acima da qual ela se desgasta
rapidamente (Bienkowskib, 1993). As temperaturas envolvidas na área de corte variam
consideravelmente. A distribuição típica do calor na ferramenta é ilustrada na Figura 2.16
(Yushiro, 2007).
Figura 2.16 – Distribuição das temperaturas numa ferramenta (Yushiro, 2007)
A distribuição do calor gerado entre a ferramenta, a peça e o cavaco que recebe a
maior parte do calor gerado na operação de corte está apresentada na Figura 2.17.
44
Figura 2.17 – Distribuição do calor entre peça, ferramenta e cavaco (Teixeira, 2001).
As pressões entre a ferramenta e a peça podem chegar a 1.400.000 kPa (Runge e
Duarte, 1989). Cerca de 75% é conduzido ao cavaco, e que a temperatura máxima não ocorre
no gume da ferramenta, mas sim numa região na face afastada do gume (Teixeira, 2001). Se
não houver uma remoção eficiente do calor, poderão ocorrer distorções térmicas nas peças
usinadas, desgaste rápido e prematuro em função da destêmpera da ferramenta (Yushiro,
2007; Runge e Duarte, 1989).
O efeito do calor sobre os materiais usados na fabricação de ferramentas pode ser
colocado na seguinte ordem crescente de resistência:
• aço carbono;
• aço-rápido;
• ligas fundidas;
• metal-duro;
• cerâmicas;
• diamantes.
A dureza inicial dos materiais utilizados para a fabricação de ferramentas e sua
diminuição em relação ao aumento de temperatura é mostrada na Figura 2.18.
45
Figura 2.18 - Curvas de perda de dureza em função da temperatura para diferentes materiais
de ferramentas (Runge e Duarte, 1989)
Existe uma relação direta entre a vida da ferramenta e a sua temperatura durante a
operação de corte. Esta relação é indicada pela expressão:
• vida da ferramenta x temperatura = constante
A constante varia em função do material da ferramenta e da sua forma geométrica
(Runge e Duarte, 1989).
b) Lubrificação
Analisando em escala microscópica, sempre haverá asperezas em forma de pico e
vales por melhor que seja o acabamento superficial da peça, como mostra a Figura 2.19.
Figura 2.19 – Seção transversal da interface cavaco e ferramenta (Yushiro, 2007).
As pequenas saliências existentes na ferramenta colidem com as saliências existentes
nos cavacos, à medida que estes deslizam sobre a ferramenta e, sob as condições de altas
46
temperaturas e pressões, podem chegar a caldear-se. O constante cisalhamento destas
asperezas soldadas resulta em desgaste da ferramenta, principalmente na ponta onde ocorre a
concentração do calor. Portanto as partículas do cavaco ligam-se à ponta da ferramenta,
resultando frequentemente em um gume postiço (Yushiro, 2007).
O meio lubri-refrigerante penetra entra a superfície da ferramenta e a do cavaco
reduzindo o atrito. Em função das reações dos aditivos presentes nos fluidos de corte que
formam películas sólidas de baixa resistência ao cisalhamento entre as superfícies em atrito,
reduzem-se o consumo de energia e a geração de calor. No entanto podem ser aumentadas as
velocidades de corte e de avanço para produzir mais peças entre as afiações das ferramentas
(Yushiro, 2007; Aronson, 1994).
Considerando que a dureza a quente dos materiais das ferramentas é o fator
significativo de estabilidade, a refrigeração e a lubrificação são fundamentais para aumentar a
vida da ferramenta diminuindo seu desgaste (Sluhan, 1994).
c) Remoção de particulados e cavaco
Os meios lubri-refrigerantes removem os cavacos e particulados entre a peça e a
ferramenta para impedir quaisquer danos e marcas indesejáveis principalmente na região de
corte da peça acabada (Aronson, 1994).
d) Melhorar o acabamento superficial da peça
A vantagem da utilização dos meios lubri-refrigerantes para o melhoramento do
acabamento da superfície da peça usinada está na redução de ocorrência de gume postiço.
Este é formado por partículas metálicas que aderem ao gume da ferramenta durante o
processo de usinagem (Ferraresi, 1977; Tuholski, 1993). Sua formação altera a geometria da
ferramenta podendo variar os principais elementos relacionados ao acabamento superficial da
peça: ângulo de saída (), ângulo de incidência (), raio da quina (r
) (Ferraresi, 1977).
A redução de forças, com consequente diminuição do nível de vibrações, bem como
uma melhor formação do cavaco, também auxiliam na manutenção de boas qualidades da
superfície.
47
2.8.3 Classificação dos meios lubri-refrigerantes e suas vantagens e desvantagens
No mercado existe uma grande variedade de fluidos de corte que estão divididos em
quatro classes principais, que são: óleos integrais, óleos emulsionáveis, semi-sintéticos e
sintéticos (ASM, 1991). Esta classificação é apresentada na Figura 2.20 abaixo.
Figura 2.20 – Classificação dos Fluidos de Corte (Gomes, 2005).
a) Óleos integrais
Os óleos integrais são usados principalmente em operações mais severas que requerem
maior lubricidade (Sluhan, 1994). Possuem como composto básico o óleo mineral, e podem
ser usados no estado puro (sem aditivação) ou aditivado (presença de aditivos polares e/ou
aditivos químicos ativos ou inativos) (ASM, 1991). Os óleos graxos de origem animal ou
vegetal foram os primeiros óleos integrais, mas em função da rápida deteriorização e alto
custo tornaram-se inviáveis (Machado, 1999).
As vantagens destes óleos são que os mesmos possuem propriedades lubrificantes,
apresentam um bom controle anti-ferrugem e longa vida útil (ASM, 1991; Bienkowski, 1993).
Pode-se citar como desvantagem destes fluidos que, quando comparados aos fluidos
de corte à base de água, o desempenho de refrigeração é menor (ASM, 1991). Normalmente
são limitados às operações que requerem baixas velocidades de corte e baixas temperaturas
(Aronson,1994). Além disso, podem gerar névoas que oferecem riscos à saúde do operador e
por serem viscosos, deixam filmes oleosos na máquina-ferramenta, ferramenta de corte e na
peça, o que encarece o processo de limpeza (Aronson, 1994; Bienkowski, 1993; Foltz).
48
b) Meios lubri-refrigerantes à base de água
São misturas que variam entre emulsões e soluções dependendo da constituição básica
do concentrado (ASM, 1991). Estes fluidos são geralmente formados por óleo mineral,
agentes emulsificadores e outros aditivos (IOWA, 1990).
A Figura 2.21 apresenta um esquema que explica o processo para formar solução
adequanda para uso. A mistura entre a água e o óleo forma duas fases bem distintas (a). A
adição de um emulsificador faz com que o óleo permaneça disperso em forma de gotículas
(b). Repulsão provocada pelo emulsificador (c). O efeito da dispersão do óleo ocorre na água
por causa da repulsão das cargas elétricas negativas provocadas pelo emulsificador em todas
as gotículas (d). Molécula de um emulsificador e sua polaridade negativa (e) (IOWA, 1990).
Figura 2.21 – Formação adequada de uma solução do meio lubri-refrigerante (IOWA, 1990).
Este tipo fluido apresenta uma refrigeração eficaz e dependendo da taxa de diluição e
da constituição do concentrado do fluido aquoso possui um moderado poder lubrificante
(ASM, 1991). Se comparados aos óleos integrais, meios lubri-refrigerantes à base de água
geram menos névoa, o que beneficia a segurança e diminui os riscos à saúde do operador
(Drozda, 1983). Além disso, este fluido de corte pode ser adaptado a uma variedade de
aplicações através de agentes umectantes e aditivos EP (extrema pressão), até mesmo para
operações severas (IOWA, 2003).
Porém estes fluidos de corte necessitam de maiores cuidados quanto à qualidade da
água utilizada, controle de microorganismos (bactérias e fungos), ao pH e concentração da
emulsão (ASM, 1991; IOWA 2003).
49
c) Óleos semi-sintéticos
São combinações de fluidos sintéticos e emulsões em água. Estes fluidos são
compostos de fluidos sintéticos que contêm somente uma pequena porcentagem de óleo
mineral emulsionável, variando de 2 a 30% do total do fluido concentrado, o qual é
adicionado a fim de propiciar uma emulsão estável, translúcida e composta de minúsculas
gotículas de óleo (Aronson, 1994; ASM, 1991; Bienkowski, 1993; Drozda, 1983).
O restante do concentrado é composto de emulsificadores e água. Aditivos como os
umectantes, anti-corrosivos e biocidas também são adicionados. Além disso, quando
utilizados em operações mais severas são acrescidos de aditivos EP (extrema pressão)
(IOWA, 2003).
Os óleos semi-sintéticos combinam algumas das propriedades dos fluidos sintéticos e
dos óleos emulsionáveis. Possuem um melhor controle de oxidação, melhores propriedades
refrigerantes, melhores propriedades umectantes, boas propriedades de limpeza e geram
menos névoa quando comparadas com as emulsões convencionais (ASM, 1991; IOWA,
2003).
Contudo em determinadas operações oferece um baixo poder de lubrificação, e devido
à alta capacidade detergente pode causar dermatites para a pele dos operadores (ASM, 1991;
Drozda, 1983).
d) Fluidos sintéticos
Os fluidos sintéticos foram introduzidos na década de 1950, e em sua composição
química não contêm óleo mineral. Apresentam geralmente aditivos lubrificantes e inibidores
de corrosão dissolvidos em água (Relton, 2007).
Esses fluidos são designados para operações que exigem alta capacidade de
refrigeração, proteção contra corrosão e fácil manutenção (Ferraressi, 1977; IOWA, 2003,
Relton, 2007). Os fluidos sintéticos possuem as seguintes qualidades:
• Excelente controle microbiológico;
• Resistência a rancidez por longos períodos;
• Não são inflamáveis;
• Não geram fumaça;
• Relativamente não-tóxicos;
• Bom controle da corrosão;
• Boa qualidade de resfriamento;
• Baixa emissão de névoa;
50
• Baixa geração de espuma;
• Em função da baixa viscosidade, aderem menos nas peças e cavacos,
reduzindo o consumo por arraste, diminui assim a necessidade de reposição
(IOWA, 1993; Relton, 2007).
As desvantagens apresentadas para este tipo de fluido são:
• Facilmente contaminados por fluidos hidráulicos;
• Monitoramento deve ser eficaz para assegurar a alta eficiência e qualidades
funcionais;
• Possuem um alto poder detergente que pode causar dermatites;
• Em condições severas podem gerar espuma e finas névoas;
• Produtos adicionados para aumentar a lubricidade do fluido podem causar
emulsificação desses com outros tipos de óleos (IOWA, 1996; Relton, 2007).
A Tabela 2.2 apresenta uma comparação resumida das principais características dos
meios lubri-refrigerantes.
Tabela 2.2 - Características dos meios lubri-refrigerantes (Yushiro, 2007; Webster,1995).
2.8.4 Função de um meio lubri-refrigerante no processo de furação
O processo de furação é considerado uma das operações mais difíceis em função da
necessidade de velocidade de corte baixa. Portanto frequentemente necessita da lubrificação
proporcionada por aditivos EP e de uma adequada viscosidade para o processo, pois os
mesmos agem sinergicamente com a viscosidade do óleo.
Para que a operação seja eficiente é necessário que o meio lubri-refrigerante seja
levado até o ponto entre a ferramenta e a peça processada. Se o fluido de corte possuir uma
51
viscosidade alta haverá uma dificuldade de penetração, consequentemente o desempenho da
ferramenta será comprometida em função do aumento do atrito, este poderá gerar um calor
excessivo e possivelmente “queima” e/ou “destemperamento” da ferramenta, além de
problemas na peça processada. No entanto se a viscosidade for baixa, o filme formado entre a
peça e a ferramenta não será suficiente para separar a peça e ferramenta, o que provocará um
aumento do atrito ocasionando os mesmos problemas conforme descritos acima (Yushiro,
2007).
2.8.5 Aditivos anti-desgaste ou EP em meios lubri-refrigerantes
A ação dos aditivos EP ocorre através de reações químicas que reagem em altas
temperaturas (200 a 1000ºC) na região de corte, entre o substrato metálico e os elementos
químicos, formando sais como fosfeto de ferro, cloreto de ferro, sulfeto de ferro etc. Estes sais
constituem uma película anti-solda na face da ferramenta minimizando assim a formação do
gume postiço (Stemmer, 2001). O ponto de fusão desses materiais coincide com as faixas de
temperaturas existentes na região de corte (Runge & Duarte). Reagem triboquimicamente
com o metal exposto durante o processo mecânico, desenvolvem uma boa aderência e formam
uma camada protetora entre a peça e a ferramenta de corte (Heinicke e Henning et al, 1984).
2.8.6 Seleção do meio lubri-refrigerante
A seleção de um meio lubri-refrigerante deve estar focada no alcance máximo de
desempenho e longevidade e não simplesmente no custo do litro do produto. Alto
desempenho e longevidade significam exercer adequadamente suas funções, garantindo maior
produtividade, menores tempos de parada de máquina, maior vida da ferramenta e quantidade
reduzida de descarte. Uma vez alcançados esses objetivos, intrinsecamente são alcançadas
vantagens tanto econômicas como ambientais (IOWA, 2003).
Devido às melhorias significantes em sua formulação, hoje um único fluido pode ser
adaptado a diferentes materiais e operações de usinagem. A diminuição da variedade de
fluidos em uso numa fábrica simplifica os programas de administração de fluidos (IOWA,
2003).
Para seleção de um meio lubri-refrigerante, os seguintes fatores devem ser
considerados:
• Custo e expectativa de vida útil do fluido;
52
• Compatibilidade química do fluido com componentes da máquina, peça de
trabalho e ferramenta;
• Parâmetros de corte passíveis de utilização;
• Taxa de alimentação de fluido de corte;
• Facilidade de limpeza do fluido de corte;
• Facilidade de monitoramento e manutenção do fluido;
• Facilidade de limpeza da máquina-ferramenta e peça de trabalho
• Faixa de temperaturas geradas pela operação;
• Concentração ótima e faixa de variação do pH;
• Práticas de armazenamento;
• Facilidade de reciclagem e descarte (IOWA, 2003; Relton, 2007).
2.8.7 Manutenção e monitoramento dos meios lubri-refrigerantes
Para um bem sucedido de programa de gerenciamento do meio lubri-refrigerante, o
monitoramento e a manutenção são elementos cruciais à qualidade dos meios lubri-
refrigerantes. Eles devem ser monitorados para prevenir problemas. Aspectos relevantes do
monitoramento dos fluidos incluem inspeções de sistema e medições periódicas dos
parâmetros dos meios lubri-refrigerantges como a concentração, o controle biológico e o pH.
Alterações da qualidade dos fluidos devem ser corrigidas apropriadamente como, por
exemplo, através dos ajustes na concentração do meio lubri-refrigerante, da adição de
biocidas, óleos sobrenadantes e removedor de partícula metálicas, além do controle do pH. É
importante ainda detectar quais alterações sobressair-se-ão em seu sistema e por qual motivo
elas ocorrem. Isso permite que o gerenciamento pessoal do meio lubri-refrigerante siga os
estágios adequados, os quais são imprescindíveis ao imediato retorno da qualidade do fluido e
à prevenção de problemas recorrentes da qualidade (IOWA, 2003).
a) Qualidade da água
A qualidade da água é um aspecto muito importante a ser considerado na preparação
dos fluidos miscíveis em água. Indicadores como a dureza e a quantidade de sólidos
dissolvidos devem ser monitoradas para conseguir um melhor desempenho e alcançar a vida
útil do fluido (IOWA, 1996).
53
• Dureza
A dureza total da água se dá em função da presença de cátions de cálcio, magnésio e
ferrosos. Os mesmos podem reagir com os sabões, agentes umectantes e emulgadores para
formar compostos insolúveis; reduzir a reserva de inibidores de corrosão e biocidas; obstruir
tubulações e formar depósitos pegajosos na máquina-ferramenta.
Um teor elevado de cátions (acima de 200 ppm) na água será prejudicial às emulsões.
Íons negativos excessivos, sulfato, cloreto, carbonato e bicarbonato podem influir
negativamente sobre a estabilidade das emulsões, diminuir a vida útil das mesmas, causar
problemas com a pele, promover “pitting”, formar manchas e até mesmo comprometer o
desempenho das peças processadas (Runge e Duarte, 1989).
• Sólidos dissolvidos
Não somente a dureza é um bom parâmetro para avaliar a qualidade da água. A
concentração total de sólidos dissolvidos da água também é um fator importante para
monitorar o crescimento de bactérias que tornam o fluido rançoso (IOWA, 2003).
Durante a reposição em função das perdas por evaporação, o processo deve ser
realizado com fluidos pré-formulados ao sistema e não apenas água. Água desmineralizada ou
deonizada deve ser utilizada para impedir o crescimento de sólidos dissolvidos no fluido
(Lukas, 1994).
b) Concentração dos meios lubri-refrigerantes
A manutenção da concentração adequada é primordial para assegur a qualidade do
produto, aumentar a vida útil da ferramenta e controlar as taxas de desenvolvimento das
bactérias. No entanto, a alta concentração aumenta os gastos com desperdícios, reduz a
dissipação de calor e lubrificação, incidência de gume postiço, contribui com a formação de
espuma e resíduos, pode manchar as peças ou a máquina-ferramenta, e por serem mais tóxicos
oferecem maior risco a saúde do operador. Já a baixa concentração pode reduzir a lubricidade,
aumentar a atividade biológica e favorecer a oxidação das peças.
Perdas do concentrado e da água ocorrem em função dos espirros e formação de
névoa. Por estes fatores, a concentração do meio lubri-refrigerante deve ser monitorada
regularmente através de refratômetros conforme ilustrado abaixo pela Figura 2.22 (Gomes,
2005).
54
Figura 2.22 – Refratômetro utilizado para manutenção da concentração do fluido (Gomes,
2005).
c) Avaliação do pH nos meios lubri-refrigerantes
O valor do pH é a maneira de medir a acidez ou alcalinidade de uma solução aquosa.
O pH da água utilizada deve ser de aproximadamente 7 pH, já a emulsão recém-preparada
deverá estar entre 8,8 e 9,5 (alcalino). O pH de uma emulsão em uso deverá diminuir nas
primeiras horas ou até mesmo em alguns dias, pela absorção do dióxido de carbono (CO
2
) da
atmosfera, formando ácido carbônico neste processo. No entanto, não se deve permitir que o
pH atinja faixa menor que 8,8, o que pode causar rápida deterioração e/ou quebra da emulsão
e consequentemente proliferação de bactérias. O decréscimo do pH ainda pode ocorrer em
função: óleo de lubrificação geral ou do sistema hidráulico arrastado para a emulsão, resíduo
sobre a superfície das peças contaminadas por outras operações, materiais estranhos
eventualmente introduzidos e formação de fungos e bactérias. (Runge e Duarte, 1989;
Yushiro, 2007)
A Figura 2.23 mostra as relações entre o pH e os fluidos de corte solúveis.
55
Figura 2.23 - A influência do pH sobre a seleção adequada de fluidos de corte emulsionáveis
(Runge e Duarte, 1989; Yushiro, 2007).
d) Viscosidade
A viscosidade deve ser baixa o suficiente para garantir a fácil circulação pela máquina,
mantendo um jato de fluxo abundante na área de corte e facilitar a decantação dos cavacos e
outros resíduos. Portanto, deve ser suficientemente elevada em alguns casos em que seja
maior o grau de lubrificação (Runge e Duarte, 1989).
2.8.8 Reciclagem e descarte dos meios lubri-refrigerantes
Todo fluido de corte solúvel em água deve ser tratado antes de ser jogado nos rios,
córregos ou até mesmo sistema municipal de esgotos. Os produtos químicos considerados
como poluentes da água são óleos, nitritos, fenóis, fosfatos e metais pesados. Contudo, o
conteúdo do óleo pode ser separado da emulsão através de um tratamento de ácido ou sulfato
de alumínio (Catai e Bianchi, 2007).
Segundo Silliman (1992) a reciclagem é melhor do que o descarte. A Figura 2.24
ilustra uma maneira de se realizar a disposição do fluido de corte para ser reciclado. Neste
processo, os resíduos são separados pelo processo de reciclagem. O fluido limpo é então
adicionado ao reciclado e a nova mistura retorna para o equipamento. Este processo elimina a
freqüência de descarte do fluido de corte, consequentemente trazendo benefícios econômicos
para a empresa e principalmente beneficiando o meio ambiente (Catai e Bianchi, 2007).
56
Figura 2.24 – Disposição de fluidos de corte para reciclagem (Catai e Bianchi, 2007).
2.8.9 Sustentabilidade do uso dos produtos químicos
A sustentabilidade do uso de produtos químicos (e matérias-primas em geral) pode ser
divida em dois aspectos: o primeiro aspecto considera a origem das fontes. O óleo mineral é
uma matéria-prima fóssil, sua formação ocorreu há milhares de anos atrás por florestas velhas
que, sob condições de alta pressão e temperaturas elevadas às biomassas, foram transformadas
em betumes e óleos minerais. Por ser uma fonte finita, a viabilidade do óleo mineral é
altamente dependente de considerações políticas. Ésteres sintéticos, por outro lado, são
derivados de gorduras animais e óleos de plantas como matéria-prima, e são consideradas
matérias-primas renováveis. O segundo aspecto considera a poluição do meio ambiente
associado com o uso e descarga dos produtos químicos. Este aspecto pode ser dividido em
dois sub-aspectos: poluição direta e poluição indireta. A Figura 2.25 mostra o ciclo de vida
dos óleos sintéticos (Willing, 2001; apud Alves, 2005).m mmb,;
57
Figura 2.25 - Ciclo de vida dos produtos químicos baseados em fonte renováveis (Alves,
2005).
Na primeira reação catalisada enzimaticamente, o carbono orgânico dos óleos é
sintetizado nas folhas das plantas verdes via assimilação fotossintética do gás carbônico da
atmosfera. Um excesso de moléculas orgânicas ricas em energia é estocado nas plantas como
carboidratos ou como gorduras. Gorduras são ésteres de ácidos graxos com álcool glicerol
trifuncional. A biomassa da planta então pode ser usada diretamente para a extração de
trigliceróis ou, por exemplo, no caso de biomassa rica em carboidratos, pode ser usada como
ração para gados. Os trigliceróis extraídos são sujeitos a reações de quebra de gordura, onde
as ligações do éster são hidroliticamente quebradas. Produtos da reação são livres de ácidos
graxos e álcool gricerol. Ambos podem ser usados como tais ou podem ser também
processados por meios de métodos químicos. Os ácidos graxos, por exemplo, são utilizados
para produção de substância de ativos de superfícies. Os óleos químicos resultantes são
usados como matéria-prima na formulação de produtos industriais (tecnicamente) ou de
produtos de consumo.
Depois do seu uso, os produtos são descartados, onde a maioria será via águas
residuárias. Uma pequena fração vai para tanques de armazenamentos finais e ainda uma
pequena fração do resíduo é energicamente usada (queimada). No caso dos óleos químicos, o
dióxido de carbono liberado é igual à quantidade de dióxido de carbono que foi originalmente
absorvido pelas plantas da atmosfera. Portanto, o balanço do dióxido de carbono da atmosfera
58
para óleos químicos e especialmente ésteres sintéticos tem efeito nulo. Ao contrário dos óleos
químicos, o ciclo de carbono dos produtos petroquímicos não é fechado, mais sim aberto, os
óleos de base mineral levam a um aumento do dióxido de carbono atmosférico contribuindo
para o aquecimento global. Assim sendo, é altamente viável que um lubrificante
ambientalmente compatível ao meio ambiente seja usado sempre que possível (Willing, 2001;
apud Alves, 2005).
2.8.10 Política ambiental para meios lubri-refrigerantes
A política ambiental deve seguir leis nacionais, leis internacionais ou até mesmo leis
estaduais, dependendo da situação. Em âmbito federal, o órgão responsável pela fiscalização
das leis ambientais brasileiras para o uso e descarte de fluidos de corte é o Conama. Conforme
a Resolução 362/05 do Conama considera crime ambiental não somente descartar o óleo no
meio ambiente como também comercializar, fornecer, transportar ou dar outro destino ao não
ser por reciclagem através do rerrefino. Segundo Monici (1999), tanto como os órgãos de
proteção ao meio ambiente internacional como os nacionais estão cada vez mais exigindo das
empresas o correto descarte e rejeitos industriais. Um recurso que pode fortalecer as empresas
em relação aos fatores ecológicos ambientalmente corretos é a obtenção da certificação ISO
14000, que torna a empresa oficialmente comprometida com o meio ambiente (Catai e
Bianchi, 2007).
2.8.11 Atuais tendências para utilização dos meios lubri-refrigerantes
Em função de questões econômicas, ambientais e trabalhistas, há uma tendência por
alternativas que possam substituir o uso dos fluidos de corte na usinagem dos metais (Klocle,
1997). No Brasil, os riscos associados à utilização dos fluidos de corte não são abordados por
uma legislação própria, que exija o controle dos riscos no local de trabalho e no meio
ambiente (Bartz, 2001).
Nos Estados Unidos e principalmente na Europa, após regulamentações e leis
decretadas, a formulação dos fluidos de corte foi afetada significativamente. A indústria que
utiliza tais fluidos está procurando continuamente melhorar o seu desempenho através de uma
variada quantidade de aditivos adicionada às formulações dos fluidos de corte. Por outro lado,
uniões das indústrias e governo reforçam as tendências para um ambiente de trabalho
59
saudável e seguro, bem como aspectos de disposição influenciando o meio ambiente (Bartz,
2001).
Estas tendências têm afetado a formulação dos fluidos de corte na Europa e Estados
Unidos no sentido da remoção de nitritos, substituindo quantidade de lubrificantes, usinagem
a seco, utilização de fluidos ambientalmente favoráveis (ar, fluido polimérico, fluido
biodegradável), entre outros. Todas estas remoções e substituições têm sido realizadas com o
cuidado de não afetar adversamente o desempenho dos fluidos de corte (Bartz, 2001).
Devido à necessidade de conformidade com a norma ISO 14000, existe grande
preocupação com a tecnologia de refrigeração/lubrificação que diminua o impacto ambiental
dos fluidos de corte e preservar os recursos energéticos (Klocke, F und Gerschwiler, K.,
1996).
Algumas alternativas têm sido estudadas para substituir os métodos tradicionais de
refrigeração, tais como mínima quantidade de corte. Porém, para os processos fechados, como
a furação, tornar-se-ão críticos devido à dificuldade de remoção dos cavacos (Queiroz, Boehs
e Sant’anna, 1999).
a) Usinagem a seco
A usinagem a seco é a melhor alternativa para resolver os problemas causados pelos
fluidos de corte, mas não consiste simplesmente interromper a alimentação de fluido de corte
e constituir a usinagem a seco no processo. No entanto, exige uma adaptação compatível de
todos os fatores influentes neste processo, conforme ilustrado na Figura 2.26.
USINAGEM A SECO
Objetivo: obtenção economica e funcional
de peças
Material a ser usinado
Material da ferramenta
Máquina -
ferramenta
Material do
revestimento
Condições de corte
Ausência das funções
do fluido
Operação de
usinagem
Características da
peça
Figura 2.26 – Fatores influentes na usinagem a seco (Schroeter e Weingaertner, 2002).
Assim sendo, as funções primárias dos fluidos de corte, ou seja, refrigeração,
lubrificação e transporte de cavacos não se incluem na usinagem a seco. Portanto, a
necessidade de medidas adequadas para compensar estas funções primárias dos fluidos de
60
corte é crucial para que a adaptação da usinagem a seco seja concretizada (Schroeter e
Weingaertner, 2002).
b) Mínima quantidade de lubrificante (MQL)
Em alguns casos se torna necessário a manutenção do fluido de corte em função da
dificuldade da implantação da usinagem a seco, porém os volumes podem ser reduzidos
consideravelmente se comparados aos volumes tradicionais. Portanto, uma redução drástica
nos volumes empregados de fluidos de corte nas operações de usinagem contribui
expressivamente para o meio ambiente. O sucesso técnico e econômico de cada operação irá
exigir uma adaptação nas características técnicas dos fluidos de corte a esta nova condição de
trabalh. Os critérios usualmente aceitos para esta aplicação são:
• Quantidade reduzida de fluido de corte (QRFC)
É o termo utilizado quando a vazão de fluido de corte empregado na operação for
menor que 2 l/min para processos com geometria definida, e menor que 1 l/min por milímetro
de largura de rebolo, para retificação (Schroeter e Weingaertner, 2002).
• Quantidade mínima de fluido de corte (QMFC ou MQL)
É empregada para sistemas de névoa, onde o consumo na operação fique abaixo de
50ml/h de fluido de corte (Schroeter e Weingaertner, 2002). A função de lubrificação é
assegurada pelo óleo e de refrigeração, mesmo que pequena, pelo ar comprimido. Essa
pequena quantidade de fluido é suficiente para reduzir o atrito no corte, diminuindo a
tendência à aderência em materiais com tais características (Bezerra et al, 2004).
c) Fluidos de corte biodegradáveis e bioestáveis
A solução ou a emulsão deve durar o maior tempo possível. No entanto, um fluido de
corte solúvel tem que ser bioestável e compatível com o meio ambiente e não biodegradável.
É fundamental que a água resultante do descarte da emulsão não contenha produtos agressivos
à fauna e a flora aquática, portanto é necessário que a formulação do fluido de corte contenha
componentes que facilitem e reduzam o custo do descarte. Nitritos e fenóis, usados
amplamente na formulação de fluidos de corte solúveis tradicionais, passam para uma fase
aquosa do fluido, e por ocasião do descarte, encontram-se na água resultante da quebra das
emulsões. Deseja-se a presença apenas em quantidades mínimas ou preferencialmente a sua
ausência.
Fluidos de corte solúveis com composições químicas mais resistentes ao ataque de
microrganismos também resolvem esta questão, pois neste caso os biocidas não são
61
necessários, ou o sejam em quantidades mínimas. Portanto a quantidade a ser descartada de
fluido de corte será mínima (Runge e Duarte, 1989).
62
CAPÍTULO 3
MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo são descritos os materiais, as ferramentas, os equipamentos e os
métodos utilizados na realização deste trabalho. Os ensaios de furação e medição de desgaste
com refrigeração externa foram realizados na Sociedade Educacional de Santa Catarina
(SOCIESC). As análises de microscopia eletrônica por varredura (MEV) foram feitas na
Universidade do Estado de Santa Catarina (UDESC). As avaliações metalúrgicas e as análises
de qualidade dos furos foram realizadas na Tupy S.A.
3.1 Corpos-de-prova
Os corpos-de-prova utilizados na pesquisa foram de ferro fundido vermicular, com
composição, características e propriedades descritas nos itens a seguir. Os corpos-de-prova
foram produzidos respeitando-se as propriedades mecânicas e microestruturais conforme a
matéria-prima utilizada na indústria automobilística para fabricação de blocos de motores.
A Tabela 3.1 mostra as suas dimensões, e a Figura 3.1 ilustra a geometria dos corpos
de prova empregados nos experimentos.
Tabela 3.1 – Dimensões do corpo-de-prova utilizado no experimento
Descrição Altura Largura Comprimento
Distância
entre
centros
Diâmetro
do furo
Profundidade
do furo
Dimensões
(mm)
40 250 400 12 10 30
63
Figura 3.1 – Corpo de prova de ferro fundido vermicular utilizado no experimento
Através do faceamento foi retirado 2 mm de sobremetal para eliminar a zona
coquilhada dos corpos-de-prova. Esta camada por sua vez é a que apresenta maior dureza,
podendo afetar significativamente a vida da ferramenta de corte (Andrade, 2005).
3.1.1 Análises mecânicas e composição química
A composição química do material empregado nos ensaios é apresentada nas Tabelas
3.2 e 3.3, sendo os resultados obtidos através de espectrômetro e via Quimitron.
Tabela 3.2 – Composição química das placas de ferro fundido vermicular utilizadas na
pesquisa.
64
Elemento(%)
Si Mn P Sn Cr Mg Cu Ti Ni
Placa 1 2,30 0,34 0,038 0,041 0,044 0,004 0,82 0,021 0,021
Placa 2
2,37
0,31 0,026 0,036 0,038 0,003 0,87 0,017 0,022
Placa 3 2,36 0,31 0,029 0,036 0,038 0,005 0,87 0,016 0,021
Tabela 3.3 – Composição química das placas de ferro fundido vermicular utilizadas na
pesquisa.
Elemento(%) C S
Placa 1 3,64 0,011
Placa 2 3,53 0,012
Placa 3 3,56 0,010
3.1.2 Análise microestrutural
Todos os corpos-de-prova usinados tiveram retiradas amostras semicirculares para
efetuar análises microestruturais na sua secção transversal. Através de fotos das amostras
polidas foram avaliados os tipos de grafita, a percentagem de grafita nodular e vermicular. A
mesma amostra foi posteriormente submetida a um ataque com nital 2% e utilizada na
quantificação das percentagens de perlita e grafita.
Para as análises foi utilizado um microscópio óptico com aumento máximo de 1.000x,
modelo Optiphot, marca Nikon, conforme Figura 3.2.
Figura 3.2 – Microscópio utilizado para avaliação dos corpos-de-prova
65
As imagens produzidas foram tratadas com o software Image-pro Plus versão 5.1,
produzido pela Empresa Media Cybernetics. Os resultados das análises de imagens são
apresentados na Tabela 3.4.
Tabela 3.4 – Porcentagem de perlita, forma da grafita e nodularização na estrutura das placas
utilizadas nos ensaios.
Amostras Matriz
Grafita
Forma Nodular (%) Área (%)
1
Perlítica com ~5,0% de
Ferrita
III e VI
3 10
2
Perlítica com ~4,0% de
Ferrita
III e VI
2 11
3
Perlítica com ~6,0% de
Ferrita
III e VI
3 11
Obs.: Grafita III indica que a liga é de predominância vermicular. Apresentam-se
normalmente acima de 80% na liga.
Grafita VI significa o grau de nodularização composto na liga. Para as peças da Tupy
S.A. admitisse até 20% nodular, que tem como objetivo melhorar a resistência mecânica das
mesmas.
A forma das Grafitas encontram-se no Anexo 1.
Nas Figuras 3.3 e 3.4 são mostradas algumas micrografias de ferro fundido vermicular
sem e com ataque de nital 3% dos corpos-de-prova usinados, obtidas através do microscópio
óptico, com aumento de 100x. Algumas das imagens aqui apresentadas podem divergir
aparentemente das análises quantitativas, sendo que os valores das quantidades contidas
representam a média de várias regiões da amostra do material.
66
Figura 3.3 – Micrografias representativas de uma região do núcleo das amostras 1, 2 e 3 dos
corpos-de-prova (sem ataque, aumento 100x) utilizados na pesquisa, onde se observam as
grafitas de vermicular e nodular e a matriz metálica.
Figura 3.4 – Micrografias representativas de uma região do núcleo das amostras 1, 2 e 3 dos
corpos de prova (com ataque nital 3%, aumento 100x) utilizados na pesquisa, onde se
observam as grafitas de ferro fundido vermicular e nodular e a matriz perlítica com pouca
ferrita.
De acordo com Dawson et al. (1999) e Mocellin (2004) a caracterização da perlita é
muito importante, por estar diretamente ligada à quantidade de cementita (Fe
3
C) na estrutura
do material, influenciando significativamente na sua usinabilidade. As variações nos tempos
de desmoldagem das peças e alterações nos teores de elementos perlitizantes podem gerar
perlitas com características diferentes entre si.
Perlitas com maiores quantidades de cementita, onde as lamelas são mais unidas e
espessas, também podem dificultar o processo de usinagem do ferro fundido vermicular
(Dawson et al., 2001).
3.1.3 Determinação da dureza
O equipamento utilizado para determinação da dureza dos corpos-de-prova foi o
durômetro Wolpert, modelo BK 300A, que possui um penetrador de esfera de tungstênio de
Placa 1 Placa 2 Placa 3
Placa 1
Placa 2
Placa 3
67
10 mm e tem capacidade de carga de 3000 kgf. Os materiais foram caracterizados através de
ensaio de dureza Brinell.
A Figura 3.5 ilustra o modelo de corpo-de-prova utilizado para avaliação de dureza
referente às três placas utilizadas no experimento: Placa 1, Placa 2 e Placa 3. As
identificações A1, B1, C1, A2, B2, C2, A3, B3, C3 correspondem às regiões utilizadas para a
medição da dureza, sendo que, para cada ferramenta foram utilizados dois corpos de prova,
um no início de vida e outro no final de vida da ferramenta.
Figura 3.5 – Amostras de ferro fundido vermicular utilizadas para análise metalográfica e
medição de dureza.
Na Tabela 3.5 são mostrados os resultados da dureza média obtida de cada placa e o
desvio-padrão entre elas.
Tabela 3.5 - Dureza Brinell média e o desvio-padrão dos corpos-de-prova de ferro fundido
vermicular
Descrição Placa1 Placa 2 Placa 3
Dureza Média (HB) 236 234 236
Desvio Padrão 3 3 3
3.1.4 Determinação das Propriedades Mecânicas
Os ensaios foram realizados conforme norma ABNT NBR6152, num total de três
ensaios para cada placa utilizada no experimento. A Figura 3.6 demonstra o tipo do corpo de
prova utilizado para o ensaio de tração e os resultados são apresentados na Tabela 3.6. Para
concretização deste ensaio, usou-se uma máquina de tração universal marca Kratos.
Placa 1
Placa
2
Placa 3
236HB
237
HB
236HB
235HB 23
4HB
234 HB
235HB
235HB
234
HB
A1 B1 C1 A2 B2 C2 A3 B3 C3
68
Figura 3.6 – Corpo de prova de ferro fundido vermicular utilizado para o ensaio de tração
Tabela 3.6 - Propriedades mecânicas do material utilizado no experimento
3.2 Máquina- ferramenta utilizada
Os ensaios de furação foram realizados em um centro de usinagem Feeler, modelo FV-
600, série VE 252, que possui uma árvore vertical com rotação máxima de 6000 rpm,
potência disponível de 10 HP e comando Mitsubishi Meldas M3 (Figura 3.7). Este
equipamento possui um reservatório para o meio lubrificante com capacidade de 100 litros
com uma bomba, mangueiras, válvulas e manômetro, e está localizado na Sociedade
Educacional de Santa Catarina (SOCIESC).
Placa
Tração
LR (Mpa) LE (MPa) A (%)
1
446 326 1,78
2
413 338 1,6
3
428 338 2,5
69
Figura 3.7 - Centro de usinagem Feeler utilizado no experimento
3.3 Identificação e caracterização das brocas
Neste trabalho foram utilizadas brocas helicoidais de diâmetro de 10 mm com canal de
refrigeração, produzidas pelo fabricante Titex (Figura 3.8).
Figura 3.8 – Broca helicoidal usada no experimento
Apesar de possuírem o canal de refrigeração, as mesmas foram utilizadas com
refrigeração externa devido à concepção da máquina-ferramenta, que não permite adução de
fluido internamente. Contudo, segundo o fabricante das brocas, as mesmas podem ser
empregadas também com refrigeração externa.
As principais especificações das ferramentas utilizadas nos experimentos estão
descritas na Tabela 3.7.
Tabela 3.7 – Especificações da broca helicoidal
Ferramenta Material Revestimento Diâmetro Comprimento
Broca helicoidal Metal-duro TiNAl 10 mm 100 mm
70
Para a execução do experimento foram adquiridas 30 brocas, todas pertencentes a um
mesmo lote de produção, com as quais foram usinados todos os corpos-de-prova para
minimizr eventuais diferenças de desempenho. A fim de garantir que não houvesse
interferência da geometria da broca nos ensaios, foram conferidas as dimensões de todas as
ferramentas antes da utilização das mesmas. Os resultados de medição encontram-se no
Anexo 2.
3.3.1 Critério de fim-de-vida das brocas
Inicialmente foram medidos os desgastes das guias e desgaste de cratera, porem, tais
desgastes estabilizaram-se nos primeiros metros da furação durante o experimento. Já o
desgaste de flanco (VB
max
), conforme Figura 3.9, apresentou um desgaste contínuo ao longo
da furação. Portanto o fim de vida das brocas foi definido por um desgaste de flanco máximo
igual a 0,30 mm, valor este estabelecido definido com base nos pré-ensaios.
Figura 3.9 – Ilustração dos desgastes VB e VB
max
de uma broca (Schroeter, 1999)
3.4 Parâmetros de corte
Foi escolhida uma velocidade de corte tal que fosse possível concluir os experimentos,
pois como fatores limitantes existiam as quantidades de corpos-de-prova e de ferramentas.
Através de pré-ensaios foram determinadas as grandezas de corte necessárias para execução
do experimento, conforme apresentado na Tabela 3.8 cv. O detalhamento do pré-ensaios está
no capítulo seguinte.
71
Tabela 3.8 - Parâmetros de corte utilizados no experimento
Descrição Velocidades
Velocidade de corte (v
c
) 109,9 m/min
Velocidade de avanço (v
f
)
Avanço (v
f
)
350 mm/min
0,1 mm
Rotação 3500 rpm
72
CAPÍTULO 4
PLANEJAMENTO E EXECUÇÃO EXPERIMENTAL
4.1 Pré-ensaios de furação
Foram realizados pré-testes de furação no ferro fundido vermicular sem meio lubri-
refrigerante num total de três ferramentas, visando à seleção de velocidade de corte e avanço
adequados para a realização dos demais ensaios. O objetivo dos pré-ensaios foi a otimização
da quantidade de corpos-de-prova e de ferramentas. Os parâmetros foram escolhidos visando
a alcançar a vida das brocas de 10 metros de furação, dentro de uma faixa de aplicação
industrial.
Primeiramente foi avaliada a velocidade de 150 m/min, mas, durante os ensaios
observou-se uma vibração muito forte já nos primeiros metros da furação, e também ocorreu o
colapso de uma das ferramentas. Portanto foi estabelecido, sob orientação do fabricante da
ferramenta e principalmente através da análise dos resultados do pré-ensaio, que os
parâmetros seriam alterados para v
c
= 110 m/min e f = 0,1 mm, tornando o processo mais
seguro para este experimento.
Uma vez definidos os parâmetros de corte, procurou-se estabelecer os tipos de
desgaste predominantes nas brocas para avaliar a vida da ferramenta. Considerando que os
desgastes de guia e cratera estabilizaram-se já nos primeiros metros da furação, decidiu-se por
avaliar os desgastes de flanco VB e VB
max
, visto que os mesmos apresentaram uma evolução
ao longo dos ensaios.
4.2 Ensaios de furação
Os ensaios de furação foram realizados na Sociedade Educacional de Santa Catarina
(SOCIESC), onde foi avaliada primeiramente a furação dos corpos-de-prova sem meio lubri-
refrigerante. Essa primeira etapa foi definida como padrão de comparação para os demais
ensaios com meios lubri-refrigerantes.
73
O tipo de adução de fluido empregado no experimento foi de forma externa, em
função da limitação do equipamento, conforme já apresentado no item 3.3.
Na segunda etapa foi avaliado o desempenho dos meios lubri-refrigerantes com os
mesmos critérios utilizados para definição da usinagem a seco, quais sejam:
1) Medição de dureza dos corpos-de-prova;
2) Remoção de 2 mm do sobremetal dos corpos-de-prova a fim de eliminar a zona
coquilhada, sendo esta a camada de maior dureza;
3) Medição do desgaste de flanco máximo (VB
max
) a cada 0,15 metros de furação;
4) Troca da ferramenta quando VB
max
atingia o desgaste de 0,3 mm;
5) Avaliação da qualidade dos furos, diâmetro, conicidade e rugosidades R
a
e R
z
da
superfície.
Em função da quantidade reduzida de corpos-de-prova e de ferramentas, utilizaram-se
três ferramentas para cada condição diferente de teste, uma usinagem a seco e três usinagens
com meios lubri-refrigerantes. Em caso de haver uma condição muito diferente, repetiam-se
os ensaios com a ferramenta até atingir no mínimo três resultados aceitáveis para o estudo.
Para tanto, no intuito de assegurar que os corpos-de-prova estivessem com as mesmas
condições estruturais, avaliava-se uma nova ferramenta sem lubrificação em cada novo corpo-
de-prova.
4.3 Fixações da peça e da ferramenta
Para fixação da peça e da ferramenta foram minimizados o batimento da ferramenta e
erros de posicionamento da peça, com o intuito de melhorar o desempenho da broca.
4.3.1 Fixação da ferramenta
Para fixação da ferramenta foi utilizado um cone da marca Sanches Blañes fornecido
pela Tupy S.A., conforme Figura 4.1.
74
Figura 4.1 – Fixação da ferramenta no cone
4.3.2 Fixação da peça
Para garantir a segurança e a precisão dos ensaios os corpos-de-provas foram fixados
em quatro pontos, nas extremidades, por um sistema de parafusos conforme ilustrado pela
Figura 4.2.
Figura 4.2 – Fixação do corpo-de-prova na máquina
75
4.4 Medição do desgaste das ferramentas
As medições de desgaste foram realizadas em um microscópio óptico marca Mitutoyo,
com aumento de 20 vezes e resolução de 0,01 mm, conforme ilustrado na Figura 4.3.
Figura 4.3 – Microscópio utilizado para avaliação do desgaste das brocas
O parâmetro de desgaste avaliado foi o VB
max
e VB a cada 0,15 metros de furação.
Como ponto de referência foi adotada a linha no topo da ferramenta, de acordo com a Figura
4.4.
Figura 4.4 – Medição do desgaste da broca durante os ensaios
Linha de referência
0,14 mm
0,30 mm
76
4.5 Avaliação e qualidade dos furos
A metodologia utilizada na avaliação da qualidade dos furos foi baseada na medição
dos corpos-de-prova a cada 0,15 metros de furação, de modo semelhante ao definido para
obtenção dos desgastes de flanco VB e VB
máx
. A qualidade dos furos foi avaliada através dos
seguintes parâmetros: diâmetro, cilindricidade, circularidade, conicidade e a rugosidade da
parede do furo.
a) Diâmetro
Foi utilizado um Micrômetro interno de três pontos, da marca Mitutoyo (Figura 4.5).
Figura 4.5 – Micrômetro Mitutoyo interno de três pontos
As medições foram realizadas nos três primeiros furos e nos últimos três furos feitos
com cada broca, sendo que foram calculadas as médias entre eles.
b) Cilindricidade, Circularidade e Conicidade
Esses dados foram obtidos através da Máquina de Medição Tridimensional Zeiss
Prismo Navigator que está localizada na unidade de Usinagem da Tupy S.A., Figura 4.6.
77
Figura 4.6 – Máquina de Medição Tridimensional Zeiss Prismo Navigator
Para obtenção dos dados foram realizadas medições a 3 mm, 14 mm e 26 mm de
pronfundidade de cada furo.
c) Rugosidade
Para as medições de rugosidade foi utilizado o Rugosímetro Mitutoyo SJ-2001. Os
resultados de rugosidade foram obtidos através de medições a 0º e 90º, a 20 mm de
profundidade, e para a descrição dos mesmos foram utilizados os padrões R
a
e R
z
, por serem
estes os parâmetros de maior utilização na indústria automobilística.
4.6 Avaliação por microscopia eletrônica de varredura (MEV) e micro-sonda (EDS).
Para avaliação das brocas por microscopia eletrônica por varredura (MEV) e micro-
sonda (EDS) foi utilizado o equipamento da Universidade Estadual de Santa Catarina
(UDESC), conforme Figura 4.7.
78
Figura 4.7 – Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV).
Todos os corpos-de-prova e todas as brocas utilizadas nos experimentos foram
submetidos às avaliações por microscopia eletrônica por varredura, a fim de se avaliar a vida
de cada ferramenta sob a aplicação dos três tipos de meio lubri-refrigerante e na condição a
seco.
Na Figura 4.8 apresentam-se os dispositivos utilizados para a fixação das seções das
brocas e as respectivas regiões para avaliação dos mecanismos de desgaste conforme Figura
4.8: (a) dispositivo para medição do desgaste do ângulo de folga da ferramenta; (b)
dispositivo para medição ângulo de saída do cavaco.
79
Figura 4.8 - Fixação das ferramentas para avaliação MEV e EDS. (a) Análise do ângulo de
folga da ferramenta, (b) Análise do ângulo de saída do cavaco.
4.7 Avaliação dos meios lubri-refrigerantes
As características dos meios lubri-refrigerantes utilizados no experimento são
apresentadas na Tabela 4.1. Informações sobre óleos base, aditivos e algumas características
químicas são descritas também nesta tabela, sendo que todos os meios lubri-refrigerantes
utilizados são semi-sintéticos com formulações diferentes, desenvolvidos para usinagem de
ferro fundido vermicular e sugeridos pelo fornecedor dos fluidos.
(a
(b
80
Tabela 4.1 - Descrição dos fluidos utilizados na furação do ferro fundido vermicular.
Meio Lubri-
Refrigerante
Óleo Base Aditivos
Densidade
(g/cm
3
)
PH Concentração
A
Óleo mineral
(35%) + éster
(10%)
Aditivo EP
(10%)
0,978
9,0 a
9,5
8%
B
Óleo mineral
(50%)
Aditivo EP
(5%)
1,020 9,0 8%
C
Polímero
(20%)
Sem aditivo
EP
1.011
9.0 a
9.4
8%
81
CAPÍTULO 5
APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS
5.1 Introdução
Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos nos experimentos sob
velocidade de corte v
c
=110 m/min e avanço f=0,1 mm. São avaliadas as vidas das brocas em
relação aos meios lubri-refrigerantes utilizados na furação e a qualidade dos furos através dos
diâmetros, retitudes, cilindricidades, circularidades e rugosidades R
a
e R
z
. Todas as grandezas
foram avaliadas a cada 0,15 metros de furação, conforme descrito no Planejamento e
Execução Experimental, Capítulo 4. Também são mostradas as fotos realizadas por
microscópio eletrônico de varredura (MEV) de três regiões distintas no ângulo de saída do
cavaco e ângulo de folga das brocas. Além disso, foram realizadas as análises por micro-
sonda (EDS) com objetivo de avaliar as possíveis reações entre a peça, ferramenta e os meios
lubri-refrigerantes. O critério adotado para fim de vida das ferramentas foi o desgaste de
flanco, considerando VB
max
= 0,3mm (vide capítulo 4).
Para as análises estatísticas foi utilizado o software Minitab para a geração do gráfico
Boxplot, que representa simultaneamente várias características de um conjunto de dados:
dispersão, simetria ou assimetria da distribuição de pontos e presença de observações
discrepantes (Werkema, 1995). No Anexo 3 está uma breve explanação de interpretação do
gráfico. E para avaliação dos resultados obtidos foi utilizada a Análise de Variância, em
intervalos de confiança de 95% (Montgomery e Runger, 2003), Anexo 4.
5.2 Ensaios de vida
A Figura 5.1 apresenta as curvas de vida da broca para usinagem com três tipos de
meios lubri-refrigerantes, definidos como A, B e C, e usinagem a seco. As mesmas descrevem
o comportamento do desgaste para a velocidade de corte de 110 m/min.
Através da análise das curvas de desgaste, concluiu-se que até 0,45 metros de
usinagem as quatro condições apresentaram tendências semelhantes, mas a partir deste
comprimento de usinagem as condições de usinagem a seco e com o meio lubri-refrigerante C
82
apresentaram um desgaste mais acentuado, em comparação às demais condições. O meio
lubri-refrigerante B, por sua vez, permitiu um melhor desempenho em relação às duas
condições citadas anteriormente. Para o meio lubri-refrigerante A, verificou-se o menor
desgaste em todas as condições para este experimento até o final de vida da ferramenta,
considerando VB
max
de 0,30 mm.
Figura 5.1 – Curvas de desgastes obtidas para condições utilizadas para o experimento: meios
lubri-refrigerantes A, B, C e a Seco.
Segundo ASM (1991) e Aronson (1994), os meios lubri-refrigerantes emulsionáveis,
como é o caso dos meios A e B que apresentaram os melhores resultados, apresentam um
moderado poder lubrificante em virtude de sua formulação, ou seja, com base de óleo mineral.
Outro fator relevante que propiciou o melhor desempenho das brocas foi o aditivo EP que
também está presente na formulação dos meios lubri-refrigerantes A e B, como se observa
adiante. Já uma análise com a referência, no caso a condição a seco, os meios lubri-
refrigerantes obtiveram vantagens significativas, tal fato também foi observado por Sales
(1999) onde aponta o melhor rendimento da furação com emulsão em relação à furação a
seco.
Para a caracterização do desgaste das ferramentas, utilizou-se a análise por
microscópio eletrônico de varredura (MEV). Nessa análise detectaram-se a abrasão e a adesão
como causas do desgaste das ferramentas utilizadas no experimento, conforme apresentado na
Figura 5.2. Os ensaios mostram repetibilidade dos mecanismos de desgaste nas faces e nos
flancos de cada broca.
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,03
0,15
0,30
0,45
0,60
0,75
0,90
1,05
1,20
1,35
1,50
1,65
1,80
1,95
2,10
2,25
2,40
Comprimento usinado (m)
VBmáx (mm)
Fluido A Fluido B Fluido C Seco
Vc=110 m/min
V
c = 110 m/min
f = 0,1 mm
Ranhuras provocadas por abrasão
Ranhuras provocadas por abrasão
83
Meio lubri-refrigerante A Meio lubri-refrigerante B
Meio lubri-refrigerante C Seco
Figura 5.2 – Caracterização dos desgastes das brocas para as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e a Seco. Velocidade de Corte = 110 m/min.
Aumento da imagem igual a 500x.
Conforme Lin e Ting (1994), o desgaste abrasivo ocorre quando uma superfície dura
desliza sobre uma superfície de menor dureza, produzindo, consequentemente, ranhuras na
superfície de dureza inferior.
Segundo Abele, Sahm e Shulz (2002) o ferro fundido vermicular é aproximadamente
de 15% a 33% mais abrasivo que o ferro fundido cinzento. Já o desgaste por adesão é oriundo
da ruptura de microcaldeamentos gerados na face da ferramenta, sendo esses caldeamentos
advindos da interação das superfícies do cavaco com a face da ferramenta ou em função de
forças elevadas (König, 1997).
5.3 Diâmetro
A Figura 5.3 apresenta o gráfico das médias dos diâmetros nas condições de início e
final de vida das brocas para usinagem com cada meio lubri-refrigerante e a seco.
Ranhuras
provocadas
por adesão
Adesão
Ranhuras
provocadas
por abrasão
Ranhuras
provocadas
por adesão
Ranhuras
provocadas
por adesão
84
9,990
9,995
10,000
10,005
10,010
10,015
10,020
10,025
10,030
10,035
10,040
10,045
Inicio-de-Vida Final-de-Vida
Diâmetro médio (mm)
Fluido A Fluido B Fluido C Seco
Figura 5.3 – Diâmetro médio no início e fim de vida das condições utilizadas no experimento
sob velocidade de corte de 110 m/min.
Observou-se uma diminuição do diâmetro do início ao final do furo para as condições
de usinagem a seco e com os meios lubri-refrigerantes A, B e C. Um fator relevante para a
diminuição do diâmetro do furo é o desgaste progressivo da broca ao longo de sua vida
(Teixeira, 2001; Wang, 1997). Andrade (2005) comprovou tal fato em seu experimento,
relatando que o diâmetro do furo geralmente reduz-se proporcionalmente ao desgaste da broca
em função da abrasividade do ferro fundido vermicular. Também foi observada por Castillo
(2005) uma tendência de leve redução na dimensão do diâmetro dos furos na usinagem de
ferro fundido cinzento GG25 com brocas de metal-duro com canais retos.
Verifica-se pela Figura 5.4 que a usinagem a seco e com o meio lubri-refrigerante C
levaram à maior média dos resultados, com valores em torno de 10,04 mm; a condição a seco
acarretou também a maior dispersão de resultados, entre 10,02 e 10,04 mm, caracterizando a
pior condição para este experimento. Os meios lubri-refrigerantes A e B, por sua vez,
resultaram nas menores médias, as quais foram respectivamente 10,02 e 10,03 mm. Além
disso, nota-se uma menor dispersão de resultados, ou seja, aproximadamente 10,02 mm a
10,03 mm para os dois meios. Tais diferenças de resultados se devem as melhores
propriedades de lubrificação que os meios lubri-refrigerantes A e B possuem em relação ao
meio lubri-refrigerante e a condição a seco.
V
c = 110 m/min
f = 0,1 mm
85
Figura 5.4 – Gráfico Boxplot de Diâmetro entre as condições utilizadas para o experimento:
meios lubri-refrigerantes, A, B, C e Seco. Velocidade de Corte = 110 m/min.
5.4 Circularidade
A circularidade foi medida em três profundidades, 3 mm, 14 mm e 26 mm. A Figura
5.5 apresenta os resultados obtidos no início de vida da broca e mostra semelhanças entre as
condições utilizadas,com valores de circularidade entre 0,010 e 0,012 mm.
86
0,000
0,002
0,004
0,006
0,008
0,010
0,012
0,014
3 mm 14 mm 26 mm
Profundidade
Circularidade (mm)
Fluido A Fluido B Fluido C Seco
Figura 5.5 – Circularidade média obtida no início de vida das condições utilizadas no
experimento. Velocidade de corte = 110 m/min.
Já na Figura 5.6, que mostra os resultados de circularidade no final de vida da broca,
pode-se inferir que houve variações nos valores de circularidade, sendo que para os meios
lubri-refrigerante A e B os valores resultantes estão entre 0,011 e 0,013 mm e, nas condições a
seco e com o meio lubri-refrigerante C, os valores situam-se entre 0,012 e 0,014 mm.
0,000
0,002
0,004
0,006
0,008
0,010
0,012
0,014
0,016
3 mm 14 mm 26 mm
Profundidade
Circularidade (mm)
Fluido A Fluido B Fluido C Seco
Figura 5.6 – Circularidade média obtida no fim de vida das condições utilizadas no
experimento. Velocidade de corte = 110 m/min.
V
c = 110 m/min
f = 0,1 mm
V
c = 110 m/min
f = 0,1 mm
87
Os resultados observados estão associados ao desgaste da ferramenta, que é o maior
responsável pela dispersão nos valores de circularidade do furo. Em geral, brocas em início de
vida apresentam melhores resultados de circularidade se comparados aos em final de vida,
uma vez que brocas novas apresentam maior estabilidade no corte (Andrade, 2005; El-
Khabeery M. et al, 1990; Wick, 1988).
Através do gráfico Boxplot, ilustrado na Figura 5.7, foram verificados os menores
valores de circularidade com os meios lubri-refrigerantes A e B, apresentando uma média de
0,012 mm. No entanto, a usinagem com o meio lubri-refrigerante A foi a condição que
apresentou menor dispersão de resultados, definidos entre 0,011 a 0,013 mm. Em
contrapartida, as condições a seco e com o meio lubri-refrigerante C mostraram as piores
condições para esta comparação, com uma média de 0,013 mm e dispersão dos resultados
entre 0,012 a 0,014 mm. Os resultados obtidos com os meios lubri-refrigerantes A e B podem
ser imputados às boas propriedades de refrigeração e lubrificação quando comparadas ao
meio lubri-refrigerante C e com a condição a seco. Tais benefícios acarretam uma menor
dilatação térmica dos furos e um corte mais suave, resultando em melhores valores de
circularidade para este experimento.
Figura 5.7 – Gráfico Boxplot de Circularidade obtido no fim de vida entre as condições
utilizadas para o experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte
= 110 m/min.
88
Na indústria, em operações de furação, os erros de forma de furos normalmente não
têm grande importância, uma vez que os furos que exigem maior precisão em sua forma são
usualmente submetidos a operações de alargamento. Por outro lado, a obtenção de um furo de
boa qualidade de forma e diâmetro pode eliminar a necessidade de operações adicionais de
processamento. Neste trabalho, os estudos dos erros de forma compreendem um conjunto de
dados adicional para quantificação dos resultados obtidos com os diferentes meios lubri-
refrigerantes testados.
Conforme Andrade (2005), a medição de circularidade de furos com diâmetros
relativamente pequenos, como produzidos neste trabalho, não se aplica na indústria. Andrade
(2005) afirma ainda que os resultados obtidos podem ser extrapolados para a operação
convencionalmente denominada de mandrilamento de cilindros, por exemplo, de blocos de
motor em barras de ferramentas com dois ou mais gumes. Além disso, ele explica que a
circularidade de cilindros fora de especificação de desenho pode conduzir ao problema de
blow by (perda de potência) durante trabalho do motor.
5.5 Retitude
O gráfico Boxplot, mostrado na Figura 5.8, confirma que os melhores resultados de
retitude foram alcançados com emprego dos meios lubri-refrigerantes A e B, com a média de
retitude situando-se em torno de 0,004 mm e a dispersão dos valores entre 0,004 e 0,005 mm.
Já o meio lubri-refrigerante C apresentou resultados intermediários, com média de 0,005 e
dispersão entre 0,005 e 0,006 mm. A condição a seco, por sua vez, com uma média de 0,005
mm, acarretou a maior dispersão de resultados de retitude, com valores entre 0,003 e 0,007
mm.
89
Figura 5.8 – Gráfico Boxplot de Retitude entre as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte = 110 m/min.
O erro de retitude é proveniente do desgaste progressivo da broca ao longo de sua
vida, além de oscilações e instabilidade da ferramenta no início do furo (Wang, 1997). Assim,
concluiu-se que, com menores índices de atrito e de aquecimento da peça, a maior capacidade
de lubrificação dos meios A e B conduziu a melhores resultados de retitude.
Conforme Andrade (2005), quando na indústria a retitude representa fator de rejeição
do produto ou no processamento, geralmente se aplicam operações posteriores de usinagem
de acabamento. Por isso, os valores atingidos neste estudo podem ser desprezados. Entretanto,
se os furos possuem boa qualidade, podem ser utilizados como furos-guias para próximas
operações.
5.6 Cilindricidade
Sendo o erro de cilindricidade o resultado da sobreposição dos erros de circularidade e
de retitude, é evidente que os meios lubri-refrigerantes A e B tenham apresentado resultados
melhores em relação às condições de usinagem com o meio lubri-refrigerante C e a seco. A
melhor capacidade de lubrificação dos meios lubri-refrigerante A e B, que permitiu melhores
Retitude (mm)
Retitude (mm)
90
resultados de circularidade e de retitude, evidencia-se também nos resultados de cilindricidade
obtidos.
Através do gráfico Boxplot, ilustrado pela Figura 5.9, é possível confirmar o melhor
desempenho dos meios lubri-refrigerantes A e B, com média de 0,012 mm e a dispersão de
valores entre 0,011 e 0,013 mm, quando comparados às outras condições utilizadas nesse
experimento: meio lubri-refrigerante C, média de 0,012 mm com valores entre 0,011 e 0,014
mm; e a seco, com a média de 0,013 mm e dispersão de valores entre 0,011 e 0,015 mm.
Figura 5.9 – Gráfico Boxplot de Cilindricidade entre as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e a Seco. Velocidade de Corte = 110 m/min.
Os resultados de cilindricidade obtidos indicam o desempenho de cada tipo de meio
lubri-refrigerante. O erro de cilindricidade está associado às forças de corte, que causam
deformação e aquecimento da peça durante o processo de usinagem, e também aos altos
esforços gerados pela remoção dos cavacos. Os meios lubri-refrigerantes A e B, que
apresentaram melhores propriedades de lubrificação e consequentemente menor atrito da
ferramenta com a peça, propiciaram menores erros de cilindricidade. O menor aquecimento,
por sua vez, está associado diretamente ao menor atrito da peça durante a usinagem, gerando,
dessa forma, redução dos desgastes das ferramentas empregadas.
Segundo Coldwell (2004), os altos esforços de usinagem em furação estão associados
aos altos valores de cilindricidade, provenientes dos problemas da evacuação de cavacos.
91
Dessa forma, presume-se que os maiores valores de cilindricidade obtidos na condição a seco
estejam relacionados a esse fenômeno. Em contrapartida, os meios lubri-refrigerantes
auxiliaram na obtenção dos melhores valores de cilindricidade, pois conforme Aronson
(1994) e Yushiro (2007) eles contribuem para uma melhor qualidade dos furos usinados, por
facilitarem a remoção dos cavacos.
5.7 Rugosidade
Os resultados de rugosidade R
a
e R
z
são apresentados através do gráfico Boxplot,
conforme ilustram as Figuras 5.10 e 5.11. Esses resultados foram obtidos para os mesmos
intervalos de medição dos desgastes das ferramentas, ou seja, a cada 0,15 metros de furação,
obtendo-se assim uma curva com o comportamento da rugosidade para cada condição testada.
Na Figura 5.10 são apresentados os resultados de rugosidade R
a
para as quatro
condições de usinagem testadas. A mesma mostra que os melhores resultados foram obtidos
com os meios lubri-refrigerantes A e B, com médias de 3,44 e 3,48 µm, respectivamente, e
com dispersão de valores entre 3,30 e 3,60 µm. O meio lubri-refrigerante C apresentou uma
maior dispersão, embora os resultados (média) tenham sido próximos às duas condições
comentadas anteriormente. Já a condição a seco acarretou o pior resultado, com a média de
3,73 µm e a dispersão entre 3,40 e 4,00 µm. Segundo Teixeira (2001), a ação dos lubrificantes
reduz o atrito entre a parede do furo e a guia da ferramenta.
92
Figura 5.10 – Gráfico Boxplot de Rugosidade R
a
entre as condições utilizadas para o
experimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e a Seco. Velocidade de Corte de 110 m/min.
Os resultados da Rugosidade R
z
são apresentados na Figura 5.11 e mostram que a
condição com o meio lubri-refrigerante B permitiu a obtenção do melhor resultado médio,
com valores em torno de 22,8 µm. No entanto, o meio B apresentou também a maior
dispersão de valores, entre 20 a 26 µm. Já os meios lubri-refrigerantes A e C, com médias de
24 e 24,2 µm, respectivamente, apresentaram valores muito semelhantes, atingindo dispersões
em valores de 22 a 26 µm, evidenciando um bom desempenho e estabilidade dos resultados
ao longo do experimento. Com o emprego da condição a seco foi verificada a maior dispersão
de resultados, de 24 a 28 µm, sendo a média 26,4 µm, o que caracterizou a pior condição para
esta avaliação.
93
Figura 5.11 – Gráfico Boxplot de Rugosidade Rz entre as condições utilizadas para o exp
erimento: meios lubri-refrigerantes A, B, C e Seco. Velocidade de Corte de 110 m/min.
Conforme Haan et al (1997) o emprego dos meios lubri-refrigerantes é significativo
na qualidade de acabamento da superfície do furo, pois favorece a formação do cavaco,
auxilia no arraste do cavaco, diminui o calor gerado pelo atrito, reduz o desgaste da
ferramenta e do consumo de energia e proporciona o fornecimento de refrigeração que reduz
o calor sem permitir que ocorram alterações dimensionais nas peças.
As Figuras 5.12 e 5.13 ilustram que as dispersões dos resultados de rugosidades R
a
e
R
z
para a superfície são maiores no final de vida da ferramenta do que no início de vida,
principalmente na usinagem a seco. Isso evidencia o fato de que a perda do revestimento e/ou
uma simples deterioração do gume da ferramenta está diretamente relacionada aos resultados
de texturas das superfícies, devido ao maior coeficiente de atrito entre o cavaco e a
ferramenta. Portanto, conforme já comentado anteriormente, o meios lubri-refrigerantes são
cruciais para a conservação do revestimento da ferramenta.
94
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
3,50
4,00
4,50
0,03 0,15 0,30 0,45 0,60 0,75 0,90 1,05 1,20 1,35 1,50 1,65 1,80 1,95 2,10 2,25 2,40
Comprimento usinado (m)
Rugosidade Ra (µm)
Fluido A Fluido B Fluido C Seco
Figura 5.12 – Rugosidade R
a
média das condições utilizadas no experimento. Velocidade
de corte = 110 m/min.
0,00
5,00
10,00
15,00
20,00
25,00
30,00
35,00
40,00
0,03 0,15 0,30 0,45 0,60 0,75 0,90 1,05 1,20 1,35 1,50 1,65 1,80 1,95 2,10 2,25 2,40
Comprimento usinado (m)
Rugosidade Rz (µm)
Fluido A Fluido B Fluido C Seco
Figura 5.13 – Rugosidade R
z
média das condições utilizadas no experimento. Velocidade
de corte = 110 m/min.
V
c = 110 m/min
f = 0,1 mm
V
c = 110 m/min
f = 0,1 mm
95
5.8 Análise do desempenho dos meios lubri-refrigerantes através da análise do
revestimento das brocas
Para avaliar a repetibilidade dos mecanismos de desgastes adotou-se o critério de
análise visual das brocas através da microscopia eletrônica de varredura (MEV) e por micro-
sonda (EDS), nas faces e flancos das mesmas para cada experimento.
A Figura 5.14 apresenta a região da ferramenta utilizada para as análises, sendo essa
dividida em três regiões:
1) Área próxima do gume;
2) Interface;
3) Área revestida.
Figura 5.14 – Região da ferramenta utilizada para as análises por microscopia eletrônica
de varredura (MEV) e por micro-sonda (EDS).
A Tabela 5.1 apresenta um resumo do percentual médio de peso
(massa) de elementos encontrados na face das brocas. Deve-se observar que a soma não
resulta em 100%, em função do percentual residual que está dividido entre os elementos
residuais oriundos do meio lubri-refrigerante e impurezas não eliminadas durante a limpeza
da superfície realizada antes das análises por microscopia eletrônica de varredura.
Tabela 5.1 – Percentual médio de peso de elementos encontrados na face das brocas
revestidas no final de vida da broca, em regiões próximas ao gume de corte.
Área próxima do gume
Interface
Área revestida
96
Condições
utilizadas para
o expeimento
v
c
(m/
min)
Fe
(%)
Ti
(%)
Al
(%)
Si
(%)
Mg
(%)
Mn
(%)
W
(%)
Co
(%)
S
(%)
Meio lubri-
refrigerante A
110 1,99 59,49 19,18 0,59 0,59 0,13 0,84 0,12 0,03
Meio lubri-
refrigerante B
110 1,20 58,48 19,16 0,45 0,33 0,07 1,21 0,05 0,02
Meio lubri-
refrigerante C
110 1,30 51,15 13,88 0,39 0 0 0 0,10 0
A Seco 110 89,67 0,09 0,14 1,75 0 0 0 0 0
5.8.1 Resultados das análises por microscopia eletrônica de varredura e por micro
sonda.
Todas as brocas utilizadas no experimento foram submetidas às análises por
microscopia eletrônica de varredura (MEV) e por micro-sonda (EDS) com a finalidade de se
avaliar as ferramentas sob a ação de cada meio lubri-refrigerante.
A Figura 5.15 refere-se à análise da condição a seco, que mostra uma grande
concentração do elemento ferro na ferramenta de corte, aproximadamente 90%. Essa
evidência caracteriza que a adesão foi o principal fator de desgaste para a condição.
97
Figura 5.15 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida na condição a seco, sob v
c
= 110 m/min.
Para o meio lubri-refrigerante C, os principais elementos encontrados foram o titânio
(51,2%) e o alumínio (13,9%), o que evidencia que a ferramenta não perdeu completamente o
revestimento, visto que estes elementos são integrantes do revestimento da ferramenta de
corte utilizada para o experimento, conforme Figura 5.16. Contudo, o meio lubri-refrigerante
C garantiu uma maior vida quando comparado à condição a seco.
Fe 90%
Ti 0,06%
Si 1,75%
Al 0,14%
98
Figura 5.16 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida para o meio lubri-refrigerante C, sob v
c
= 110 m/min.
Para os meios lubri-refrigerantes A e B, também foram encontrados os elementos
titânio (59,5% e 58,5%) e alumínio (19,2% e 19,2%), conforme as Figuras 5.17 e 5.18, porém,
com maior intensidade quando comparado ao meio lubri-refrigerante C.
Ti 51%
Al 14%
Fe 1,3%
Si 0,39%
99
Figura 5.17 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida para o meio lubri-refrigerante A, sob v
c
= 110 m/min.
Fe 2%
Al 19,2%
Ti 59,5%
S 0,03%
S
i 0,59%
100
Figura 5.18 - Exemplos do resultado do espectro das análises da superfície da ferramenta
após fim-de-vida para o meio lubri-refrigerante B, sob v
c
= 110 m/min.
Além dos elementos titânio e alumínio citados anteriormente, também foi encontrado
nos resultados do espectro o elemento enxofre (0,03% e 0,02%). Segundo Mang e Dresel
(2007) o enxofre é proveniente da reação química entre os elementos da ferramenta e do
aditivo EP, que proporciona um baixo coeficiente de atrito. O mesmo ocorre através de
reações químicas que reagem em altas temperaturas (200 a 1000ºC) na região de corte,
reagem triboquimicamente com o metal exposto durante o processo mecânico, desenvolvem
uma boa aderência e formam uma camada protetora entre a peça e a ferramenta de corte. Tal
fato acarretou uma maior eficiência dos meios lubri-refrigerantes A e B, permitindo às
ferramentas maiores vidas úteis quando comparadas à condição a seco e meio lubri-
refrigerante C A Figura 5.19 apresenta um esquema simples das fases que geram a formação
da camada protetora. Em resumo, numa primeira fase ocorre a adsorção física entre o óleo
base (R = radicais) e o enxofre (S), depois a segunda fase é caracterizada pela quimisorção,
Fe 1,2%
Al 19,2%
Ti 58,5%
S 0,02%
Si 0,45%
101
que significa uma reação química entre a superfície da ferramenta de corte com o enxofre
ainda presente no lubrificante e finalizando com a clivagem, sendo esta fase a separação do
lubrificante do aditivo EP. A separação desses dois elementos forma um filme nanométrico de
enxofre entre a peça e ferramenta de corte, que conforme já descrito acima, auxilia na
proteção da ferramenta de corte quando sujeitas a operações severas (Mang e Dresel, 2007).
Reação de clivagem do
enxôfre
QuimisorçãoAdsorção física
Superfície polar do metal
S
R
S
R
S S
RR
S S
R R
Figura 5.19 - Esquema que caracteriza a formação da camada protetora entre a ferramenta
de corte e peça (Mang e Dresel, 2007).
5.8.2 Análise microestrutural da parede do furo após usinagem
A Figura 5.20 demonstra que as constituintes microestruturais do ferro fundido
vermicular não foram afetadas independentemente do meio de refrigeração estudado ou sem
ele. Ou seja, através do método visual verifica-se que os constituintes originais do ferro
fundido vermicular foram mantidos, e não houve a formação de outro constituinte adicional,
como a martensita. Ocorreu apenas encruamento das paredes dos furos usinados, sendo este
comum nas operações de usinagem, segundo Stemmer (2001).
102
Figura 5.20 – Encruamento da parede do furo após usinagem à v
c
=110 m/min: (a) parede
do primeiro furo usinado; (b) parede do último furo usinado. Aumento de 1000x.
As análises foram efetuadas nos três primeiros furos e nos três últimos furos
determinados pela vida da ferramenta, sabendo-se que os maiores esforços e temperaturas de
corte são produzidos nas condições de fim-de-vida da broca em função do maior índice de
desgaste do gume.
A Tabela 5.2 apresenta os valores e as características encontradas para cada condição
de usinagem, a seco e com os meios lubri-refrigerante A, B e C. No entanto, não é possível
relatar que houve qualquer influência das condições de usinagem sobre a integridade
superficial da peça usinada em 8 amostras, sendo uma amostra no início de vida e outra no
final de vida de cada ferramenta.
(a)
(b)
Região encruada,
com orla contínua
.
Região encruada,
com orla contínua
.
103
Tabela 5.2 – Análise dimensional e visual das regiões encruadas dos furos, vc = 110 m/min.
Condição de
Usinagem
Amostra / Furo
Espessura Média da
Orla com
Encruamento do
Material (µm)
Observações
Seco
Primeiro Furo 3,68
Apresenta uma orla
uniforme
Último Furo 4,54
Apresenta uma orla
uniforme
Meio lubri-
refrigerante A
Primeiro Furo 3,45
Apresenta uma orla
descontínua
Último Furo 4,89
Apresenta uma orla
uniforme
Meio lubri-
refrigerante B
Primeiro Furo 3,12
Apresenta uma orla
descontínua
Último Furo 4,28
Apresenta uma orla
uniforme
Meio lubri-
refrigerante C
Primeiro Furo 2,96
Apresenta uma orla
descontínua
Último Furo 4,05
Apresenta uma orla
uniforme
104
CAPÍTULO 6
CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
6.1 Conclusões
As conclusões sobre o desempenho de diferentes meios lubri-refrigerantes na furação
de ferro fundido vermicular com brocas helicoidais foram obtidas através da análise de
resultados de desgaste de flanco VB e VB
max
. Também foram analisados os erros de
circularidade, das rugosidades R
a
e R
z
, do diâmetro, da cilindricidade e da retitude. As
caracterizações dos mecanismos de desgaste atuantes na usinagem foram realizadas por
microscopia eletrônica de varredura e por espectrometria.
a) Desgaste de flanco VB e VB
max
Conforme já informado no Capítulo 4, o padrão de referência para os ensaios com os
meios lubri-refrigerantes foi a condição a seco. Desta forma, conclui-se que o uso do meio
lubri-refrigerante A resultou no maior tempo de vida da ferramenta, com rendimento 50%
maior. Já o uso do meio lubri-refrigerante B levou, por sua vez, ao segundo melhor resultado
com um rendimento de aproximadamente 45%. Porém, com o meio lubri-refrigerante C
obteve-se um rendimento de 20% apenas comparado à condição a seco, concretizando o pior
resultado para a análise deste experimento. Tais diferenças são provenientes das melhores
propriedades de lubrificação que os meios lubri-refrigerantes A e B dispõem, quando
comparados ao meio lubri-refrigerante. Tal fato será discutido futuramente.
b) Diâmetro
Para todas as condições utilizadas, observou-se uma diminuição do diâmetro do início
para o final do furo. Tal fato ocorre em função principalmente do desgaste progressivo da
ferramenta ao logo do furo, em função da abrasividade do ferro fundido vermicular.
Em geral, o meio lubri-refrigerante A apresentou valores menores de variação de
diâmetro e uma menor dispersão de resultados quando comparado às demais condições
utilizadas neste experimento para o mesmo comprimento usinado. Esses resultados são
atribuídos a um desgaste menor ao longo da vida da ferramenta em função das melhores
propriedades de lubrificação, as quais viabilizaram um menor atrito da broca com a peça e
propiciaram menores erros de diâmetro.
105
c) Erros de forma dos furos
A medição dos erros de forma de furos obtidos permitiu uma comparação entre os
diferentes meios lubri-refrigerantes empregados. Foram avaliadas as características de
circularidade, retitude e cilindricidade. Observou-se que as melhores propriedades de
lubrificação dos meios lubri-refrigerantes A e B permitiram a obtenção de furos com menores
erros de forma, o que se deve ao menor atrito da ferramenta com a peça, à menor geração de
calor durante a furação e, consequentemente, a uma menor deformação do furo.
Adicionalmente, os meios lubri-refrigerantes A e B geraram menor desgaste da ferramenta, o
que também contribui para a redução de forças de corte e de calor. O meio lubri-refrigerante
C, apesar de boa capacidade de refrigeração, não permitiu a obtenção de bons resultados,
sendo comparável à condição a seco. Concluiu-se, assim, que nas condições testadas para a
obtenção dos melhores resultados de forma a capacidade de lubrificação do meio lubri-
refrigerante foi mais relevante que sua capacidade de refrigeração.
d) Rugosidades R
a
e R
z
Dentre as condições utilizadas no experimento, a qualidade da superfície obtida no
emprego dos três tipos de meios lubri-refrigerantes foi satisfatória até o final de vida de cada
ferramenta, sendo que os valores de rugosidade R
a
oscilaram entre 3 e 4 µm. Porém, para a
condição a seco, notou-se uma tendência crescente no fim de vida da ferramenta, atingindo o
resultado de 4,5 µm. O mesmo ocorreu para os resultados de rugosidade R
z
, nos quais
as
condições com emprego dos meios lubri-refrigerantes apresentaram os melhores intervalos,
entre 19 e 26 µm. A condição a seco também se manteve com os piores índices de rugosidade,
oscilando de 24 a 35 µm. Além disso, para todas as condições observou-se uma tendência de
aumento da rugosidade do início para o final de vida de cada broca, mais acentuada na
condição a seco. Tal fato ocorre devido à grande quantidade de material aderido no gume da
broca e também pelo arredondamento da quina já desgastada.
e) Análise por MEV e espectrometria
Através das análises químicas com a micro-sonda EDS foi possível ter um bom
entendimento dos mecanismos de desgaste atuantes para as condições utilizadas neste
experimento. Através das análises detectou-se que o principal mecanismo de desgaste na
furação do ferro fundido vermicular foi a abrasão, porém, alguns sinais de adesão do material
usinado foram observados nas ferramentas.
Observou-se, então, que o meio lubri-refrigerante A apresentou o melhor resultado
entre as condições utilizadas para este experimento. Este meio lubri-refrigerante é uma
106
mistura de óleo mineral (35%), éster (10%) e aditivo EP (10%). Também apresentou bons
resultados o meio lubri-refrigerante B, que possui uma composição semelhante ao meio lubri-
refrigerante A, muito embora haja um acréscimo da quantidade de óleo mineral (45%) e
aditivo EP (5%) em sua composição. No entanto, quando se retira o aditivo EP e substitui-se o
óleo base por óleo mineral por polímero, o meio lubri-refrigerante C que possui essas
características apresentou os piores resultados no experimento.
Portanto, pode-se concluir que a presença do aditivo EP proporcionou um baixo
coeficiente de atrito. O mesmo ocorre através de reações químicas que reagem em altas
temperaturas (200 a 1000ºC) na região de corte, reagem triboquimicamente com o metal
exposto durante o processo mecânico, desenvolvem uma boa aderência e formam uma
camada protetora entre a peça e a ferramenta de corte.
107
6.2 Sugestões para trabalhos futuros
No presente trabalho foram discutidas algumas vantagens da utilização dos tipos de
meios lubri-refrigerantes na usinagem de ferro fundido vermicular, principalmente por se
tratar de um material ainda novo na indústria automobilística. No sentido de aprofundar este
estudo, algumas sugestões de futuros trabalhos que podem contribuir para este amplo campo
da usinagem de ferro fundido vermicular são:
• Avaliação sobre a melhor concentração de cada meio lubri-refrigerante para a
usinagem de ferro fundido vermicular;
• Aplicação de outro tipos de meios lubri-refrigerantes para a usinagem de ferro
fundido vermicular, como por exemplo meios lubri-refrigerantes com base vegetal.
• Estudo dos mecanismos de desgaste presentes nos diversos materiais de ferramentas,
na usinagem de ferros fundidos vermiculares.
• Verificação dos efeitos dos meios lubri-refrigerantes sobre as grandezas de saída do
processo, para diferentes pressões e vazões de fluido durante a usinagem de ferro fundido
vermicular.
• Estudo detalhado de outras faixas de parâmetros de corte na usinagem de ferro
fundido vermicular.
• Usinagem com adução de fluido internamente à broca.
• Contribuir ao meio ambiente com reduções dos níveis de uso dos meios lubri-
refrigerantes, desde início do seu ciclo, manipulação/instalação até o processo de descarte.
108
CAPÍTULO 7
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114
ANEXOS 1
CLASSIFICAÇÃO DA FORMA DAS GRAFITAS
Forma I – Lamelar Forma II - Roseta
Forma III – Vermicular Forma IV – Semi-compacta (Recozimento)
Forma V – Compacta (Recozimento) Forma VI – Nodular (Esferoidal)
115
ANEXO 2
DIÂMETRO DAS BROCAS UTILIZADAS NOS ENSAIOS
Ferramenta
Diâmetro nominal da Ferramenta (mm)
1 10,0
2 10,0
3 10,0
4 10,0
5 10,0
6 10,0
7 10,0
8 10,0
9 10,0
10 10,0
11 10,0
12 10,0
13 10,0
14 10,0
15 10,0
16 10,0
17 10,0
18 10,0
19 10,0
20 10,0
Obs.: Com o objetivo de se evitar a influência do diâmetro da ferramenta no experimento,
utilizou-se o mesmo lote de brocas de um mesmo fornecedor. Também, todas as ferramentas
foram medidas antes do experimento.
116
ANEXO 3
GRÁFICO BOXPLOT
O gráfico Boxplot é uma representação gráfica da amostragem quanto à distribuição, posição
e dispersão, indicados pela Figura 1, ou seja:
Figura 1 – Gráfico Boxplot
1 – Máximo: indica o maior valor da amostragem
2 – 3º Quartil: significa 75% dos valores da amostra
3 – 2º Quartil: significa 50% dos valores da amostra
4 – 1º Quartil: significa 25% dos valores da amostra
5 – Mínimo: menor valor da amostragem
117
ANEXO 4
ANÁLISE DE VARIÂNCIA
Os resultados de uma pesquisa são válidos estatisticamente através de uma repetição
de ensaios, objetivando a obtenção de valores médios do parâmetro em estudo. A grande
maioria dos problemas de estatística se faz necessária à amostragem de observações, a partir
de uma população de interesse, de forma a se tirar conclusões relativas à população
(Montgomery e Runger, 2003).
Decisões de engenharia envolvem, na maioria das vezes, a comparação entre dois ou
mais valores para um fator único de interesse, oriundos de ensaios experimentais. A simples
comparação de médias de amostras, entretanto, poderá induzir a erros de julgamento e,
consequentemente, até a tomada de decisão errada.
O método de Análise de Variância (ANOVA) baseia-se em particionar a variância
total de uma determinada resposta (variável dependente) em duas partes: a primeira devida ao
modelo de regressão e a segunda devida aos resíduos (erros). Se forem efetuadas replicações
de determinadas experiências, a ANOVA também permite decompor a variação dos resíduos
numa parte relacionada com o erro do modelo e outra parte relacionada com o erro de
replicação. A magnitude numérica destas variâncias é comparada formalmente através do
teste Fisher (teste F). O teste F é geralmente utilizado para comparar variâncias e decidir se
são ou não significativamente diferentes. Este método é utilizado para verificar a significância
do modelo de regressão e analisar o ajuste originado pelo modelo. Também é usado para
comparar dois modelos diferentes. O caso mais corrente é verificar se existem melhorias no
modelo eliminando algumas variáveis independentes (Montgomery e Runger, 2003).
Outra regra de decisão é baseada no valor p (p-value), que deve ser comparado com o
nível de significância utilizado no teste:
• Se p-value < 0,05, rejeitar H
0
(Aceitar H
A
) pois não existe diferença entre as
médias;
• Se p-value >= 0,05, não rejeitar H
0
, ou seja, pelo menos uma média é diferente
das demais.
118
Portanto, o nível de significância usado no presente trabalho foi = 0,05, ou seja,
intervalo de 95% de confiança. Os resultados estão expostos na Tabela 1, conforme segue
abaixo.
Tabela 1 – Valores de p-value obtidos nas Análises de Variância
p-value p-value p-value p-value p-value p-value
0,467 0,063
Comparações
Meios lubri-
refrigerantes A-
B-C e Seco
Fator
0,124 0,076 0,077 0,4350,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05
Diâmetro Cilindricidade Circularidade Retilineidade Rugosidade Ra Rugosidade Rz
A partir dos valores obtidos e apresentados na Tabela 1,
conclui-se que resultados
obtidos nas Análises de Variância conforme são maiores que 0,05. Dessa forma, poder-se-ia
afirmar que não existem diferenças entre as médias dos meios lubri-refrigerantes e a condição
a seco para os fatores: diâmetro, cilindricidade, circularidade, retitude, rugosidade R
a
e
rugosidade R
z
.
Porém, não é possível definir tais diferenças entre as condições utilizadas no
experimento em função do pequeno número de pontos avaliados nas ferramentas e nos corpos
de provas, conforme demonstrado no Capítulo 5. Apenas podem ser relatadas as tendências
nos fatores aqui estudados.
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