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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
PR
UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
CAMPUS DE CURITIBA
DEPARTAMENTO DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
E DE MATERIAIS - PPGEM
MARCELO ANDREOS FARIA
ANÁLISE DA VIDA ÚTIL E DA GEOMETRIA DA
PONTA DO PUNÇÃO DE AÇO AISI D2 UTILIZADO NA
FURAÇÃO DE CHAPAS DE AÇO LNE600
CURITIBA
JANEIRO - 2007
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MARCELO ANDREOS FARIA
ANÁLISE DA VIDA ÚTIL E DA GEOMETRIA DA
PONTA DO PUNÇÃO DE AÇO AISI D2 UTILIZADO NA
FURAÇÃO DE CHAPAS DE AÇO LNE600
Dissertação apresentada como requisito parcial
à obtenção do título de Mestre em Engenharia,
do Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Mecânica e de Materiais, Área de
Concentração em Engenharia de Manufatura,
do Departamento de Pesquisa e Pós-
Graduação, do Campus de Curitiba, da
UTFPR.
Orientador: Prof. Paulo A. C. Beltrão, Ph.D.
Co-orientador: Prof.Giuseppe Pintaúde, D.Eng
CURITIBA
JANEIRO - 2007
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TERMO DE APROVAÇÃO
MARCELO ANDREOS FARIA
ANÁLISE DA VIDA ÚTIL E DA GEOMETRIA DA
PONTA DO PUNÇÃO DE AÇO AISI D2 UTILIZADO NA
FURAÇÃO DE CHAPAS DE AÇO LNE600
Esta Dissertação foi julgada para a obtenção do título de mestre em engenharia,
área de concentração em engenharia de manufatura, e aprovada em sua forma final
pelo Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais.
_________________________________
Prof. Neri Volpato, Ph.D.
Coordenador de Curso
Banca Examinadora
______________________________ ______________________________
Prof. Ricardo Torres, Ph.D. Prof. Giuseppe Pintaúde, D.Eng.
PUC-PR UTFPR
______________________________ ______________________________
Prof. Paulo César Borges, D. Eng. Prof. Paulo André Beltrão, Ph.D.
UTFPR UTFPR
Curitiba, 29 de janeiro de 2007
iii
Esta dissertação é dedicada a Deus.
iv
AGRADECIMENTOS
A minha esposa Cristiane pela paciência, compreensão e amor,
sem ela nada seria possível.
Ao meus filhos Bruno e Milena.
Ao Prof. Paulo André de Camargo Beltrão Ph.D., pois sem sua
valiosa orientação não conseguiria organizar os estudos.
Ao Prof. D.Eng. Giuseppe Pintaúde, sua participação como co-
orientador foi inquestionável para a conclusão do trabalho.
À empresa Dana Indústrias Ltda, pelo incentivo ao estudo e
principalmente por acreditar em seus funcionários.
Ao amigo M.Sc. Júlio Baumgarten, do laboratório METALAB
Análise de Materiais, sua ajuda nos testes e contribuição no MEV jamais
será esquecida.
Ao amigo Geraldo Rodrigues da Dana Indústrias Ltda, planta
de Osasco-SP, sua dedicação na ajuda dos testes foi valorosa.
À M.Sc. Engª Eliana Netto da empresa Brasimet pela ajuda no
ensaio de indentação.
A UTFPR, ter sido aluno do curso técnico, engenharia e
mestrado é uns dos meus maiores orgulhos. Sempre defenderei o nome
desta instituição.
À toda minha família.
v
FARIA, Marcelo Andreos, ANÁLISE DA VIDA ÚTIL E DA GEOMETRIA DA PONTA
DO PUNÇÃO DE AÇO AISI D2 UTILIZADO NA FURAÇÃO DE CHAPAS DE AÇO
LNE600, 2006, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-
graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica
Federal do Paraná, Curitiba, 107p.
RESUMO
O presente trabalho teve como objetivo estudar a influência da geometria da ponta
do punção de aço AISI D2, do revestimento de TiN aplicado a este punção pelo
processo PVD e da folga punção-matriz quanto à qualidade do furo gerado e à
resistência ao desgaste da ferramenta, visando o aumento da vida útil da mesma.
Foram fabricados conjuntos de punções e matrizes com pontas côncavas e
convexas, sendo metade destes conjuntos com revestimento de TiN aplicado por
PVD. Também foram feitas matrizes com folgas de 10%, 12% e 20% em relação ao
punção. O material utilizado para ser perfurado durante os testes foi o aço LNE600
com 7mm de espessura, utilizado em longarinas de caminhão. Os testes ocorreram
na indústria e os ensaios em laboratórios. Pôde-se observar que para folgas muito
estreitas a vida útil do punção não foi adequada comparativamente com as demais
folgas testadas. Todavia, folgas de 20% produziram uma maior deformação da
chapa furada. Os punções de ponta côncava falharam em todos os testes, devido à
alta concentração de tensão gerada entre seus gumes de corte. O punção revestido
foi analisado até 22.000 furos, um aumento de 60% na vida útil comparado ao
punção convexo não revestido, que foi até 12.000 furos. A observação dos
resultados fornece o grande benefício do revestimento aplicado de TiN na
durabilidade da ferramenta, assim como a geometria convexa da ponta produziu
maior deformação no retalho. A geometria côncava mostrou-se a melhor para a
região de corte, porém precisa ser melhorada. Pode-se observar que a folga
punção-matriz de 12% teve o melhor comportamento para o corte por
puncionamento de furos numa chapa de aço LNE600 com 7mm de espessura, pois
combinou uma boa área de região de corte com a vida útil do punção. Esta
vantagem é devido à correta propagação das trincas nesta folga (sem corte
secundário).
Palavras-chave: Puncionamento, Geometria do Punção, Furação
vi
FARIA, Marcelo Andreos, ANÁLISE DA VIDA ÚTIL E DA GEOMETRIA DA PONTA
DO PUNÇÃO DE AÇO AISI D2 UTILIZADO NA FURAÇÃO DE CHAPAS DE AÇO
LNE600, 2006, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-
graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica
Federal do Paraná, Curitiba, 107p.
ABSTRACT
The present study evaluated the influence of the steel AISI D2 punch tool tip
geometry, the TiN coating applied to this tool by Physical Vapor Deposition (PVD)
and the clearence between punch tool and die to aim the increase of the tool useful
life in the aplication of punching holes of metallic sheets. Tools with with three
different punch-die clearences of 10%, 12% and 20% were manufactured with
concave and convex tips being half of them coated with TiN, half do not. The material
used for the tests was the LNE600 steel with 7mm of thickness, used in truck
siderails. The tests were performed in the industry and the analysis in laboratories. It
could be observed that for very short clearances the useful punch tool life was not
adapted comparatively with the other tested clearances. Nevertheless 20% clearance
in tool/die produced larger deformation of the punched holes. The concave tool tips
failed in all tests performed due to high concentration of tension generated among
their cutting edges. The coated convex punch tool had a life extended to 22,000
holes, an increase of 60% in comparision to uncoated convex punch tool, it went up
to 12,000 holes.The results observation supplies the great benefit of the applied TiN
coating to the tool life, as well as the convex geometry of the tip produced large burr
deformation. The concave geometry showed to be the best for cut area, however
more study need to be done. The recess 12% punch-first had optimum behavior for
the cut for of punctures in a steel plate LNE600 with 7mm of thickness, therefore it
combined a good area of region of cut with the useful life of the punch. This
advantage is due to correct propagation in this recess (blunt secondary).
Keywords: Punching, Punch Tool Geometry, Drilling
vii
SUMÁRIO
RESUMO.....................................................................................................................v
ABSTRACT................................................................................................................ vi
LISTA DE FIGURAS...................................................................................................x
LISTA DE TABELAS ............................................................................................... xiv
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS................................................................... xv
LISTA DE SÍMBOLOS............................................................................................. xvi
1. INTRODUÇÃO.....................................................................................................18
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...............................................................................23
2.1 Contato Entre Duas Superfícies ...................................................................23
2.2 Sistema Tribológico Para Puncionamento....................................................24
2.3 Desgaste.......................................................................................................25
2.3.1 - Adesão ....................................................................................................26
2.3.2 - Abrasão ...................................................................................................28
2.3.3 - Fadiga......................................................................................................30
2.3.4 - Reação Triboquímica...............................................................................31
2.4 Processos de Corte Existentes.....................................................................32
2.4.1 Processo de Corte Por Jato de Água.........................................................32
2.4.1.1 Vantagens e Desvantagens....................................................................34
2.4.2 Processo de Corte a Laser ........................................................................35
2.4.2.1 Vantagens e Desvantagens....................................................................36
2.4.3 Processo de Furação Por Usinagem .........................................................36
2.4.3.1 Vantagens e Desvantagens....................................................................38
2.4.4 Corte Por Puncionamento Aplicado a Furação..........................................38
2.5 Ferramentas Para a Furação Por Puncionamento .......................................44
2.5.1 Punção.......................................................................................................45
2.5.2 Matriz.........................................................................................................48
2.6 Atrito no Puncionamento...............................................................................49
2.7 Processos de Revestimento Com Filmes Finos Para Ferramentas de
Puncionamento...................................................................................................50
viii
2.7.1 Deposição Física a Vapor - PVD ...............................................................51
2.7.2 - Deposição Química de Vapor – CVD ......................................................52
2.8 Métodos de Caracterização da Adesão Dos Revestimentos........................53
2.8.1 Teste de Riscamento (Scratch Test)..........................................................54
2.8.2 Teste de Indentação ..................................................................................55
2.8.2.1 Indentação Rockwell C Para Controle de Qualidade de Filmes
Depositados........................................................................................................56
3. MATERIAIS E MÉTODOS..................................................................................58
3.1 Delineamento dos Experimentos..................................................................58
3.1.1 Método Para Determinação da Folga Punção-Matriz e Geometria de Ponta
dos Punções (Pré-Testes) ..................................................................................58
3.1.2 Método do Teste Final ...............................................................................60
3.2 Critérios de Vida Útil dos Punções ...............................................................64
3.3 Medição da Área de Fratura .........................................................................64
3.4 Tratamento Térmico dos Punções e das Matrizes........................................64
3.5 Dureza dos Punções ....................................................................................65
3.6 Rugosidade dos Punções.............................................................................65
3.7 Revestimento com TiN dos Punções............................................................66
3.8 Teste de Indentação e Espessura do Revestimento ....................................66
3.9 Diferença de Diâmetro Máximo-Mínimo e Diâmetro Mínimo dos Furos .......68
3.10 Microdureza................................................................................................68
3.11 Deformação Plástica...................................................................................68
3.12 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)...............................................69
3.13 Medição da Altura da Rebarba do Retalho.................................................69
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO .........................................................................71
4.1 Resultados e Discussões dos Pré-Testes ....................................................71
4.1.1 Determinação da Folga Punção-Matriz Tamanho da Região de Fratura...71
4.1.2 Vida Útil do Punção ...................................................................................72
4.1.3 Aparência de Furos e Retalhos .................................................................72
4.1.4 Medição da Região de Fratura de Puncionamento nos Furos...................73
4.2 Resultados e Discussões do Teste Final......................................................73
4.2.1 Análise da Fratura dos Punções Côncavos...............................................73
ix
4.2.2 Medição da Diferença de Diâmetro Mínimo e Máximo e Diâmetro Mínimo
dos Furos............................................................................................................77
4.2.3 Medição da Microdureza Vickers dos Furos Puncionados e dos Retalhos
.............................................................................................................................79
4.2.4 Medição da Deformação Plástica nas Bordas dos Furos ..........................82
4.2.5 Análise do Corte dos Punções...................................................................83
4.2.6 Mecanismo de Desgaste e Vida Útil dos Punções ....................................89
4.2.6 Características dos Retalhos Puncionados ...............................................92
5. CONCLUSÕES ..................................................................................................95
5.1 Conclusões dos Pré-Testes..........................................................................95
5.2 Conclusões do Teste Final ...........................................................................95
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS.................................................97
7. BIBLIOGRAFIA..................................................................................................98
x
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Processos de Furação ..............................Erro! Indicador não definido.
Figura 1.2 – (a) Furos (b) Longarina de Caminhão..............................................22
Figura 2.1 - Sistema Tribológico do Punção: (1) Contra-corpo, (2) Meio
Circunvizinho, (3) Meio-Interfacial e (4) Corpo. (DIN 50320, 1979)....................255
Figura 2.2 – Ruptura de uniões (A) Interface, (B) Adesão maior em A, (C)
Adesão predominante em A, porém também em B, (D) Adesão distribuída
igualmente (Kalpakjian, 1995). .............................................................................277
Figura 2.3 – Interações físicas entre partículas abrasivas e superfícies de
materiais
...................................................................................................................299
Figura 2.4 – Formação e propagação de trincas devido à fadiga (Kalpakjian,
1995)..........................................................................................................................31
Figura 2.5 – Mecanismos envolvidos em desgaste triboquímico (Kalpakjian,
1995).......................................................................................................................322
Figura 2.6 - Esquema Básico de um Equipamento de Corte por Jato de Água.
Fonte (Joaquim,Ramalho,2004) ...........................................................................333
Figura 2.7 - Estria no Corte Laser (Gross et al, 2004). .......................................355
Figura 2.8- Forças e Plano de Cisalhamento. (Eary e Reed, 1974) ...................399
Figura 2.9- (1): Peça e (2): Retalho. (Baumler,2001).............................................40
Figura 2.10- Representação Esquemática das Regiões Estampadas: 1-
deformação, 2- penetração, 3- fratura e 4- rebarba..............................................41
Figura 2.11 – Valores Padrão para Folga Punção-Matriz (Chiaverini, 1976) ......41
xi
Figura 2.12 - Influência da Folga Punção-Matriz, o círculo verde indica: (a) folga
ideal (fratura alinhada), (b) folga pequena (fratura desalinhada) e (c) folga
exagerada (grande deformação). (Brolund,2001).................................................43
Figura 2.13– Geometria da Ponta: (a) Punção Reto, (b) Punção escalonado,
(c)Punção Côncavo e (d) Punção Convexo (Brito, 2004)...................................466
Figura 2.14 – Matriz sem ângulo de escape. (Brito, 2004) .................................488
Figura 2.15 - Descarga no “magnetron” – Magnetron (1), alvo de Ti (2),
descarga (3), átomos do alvo (4), peças a serem revestidas (5) e íons de
argônio (6) (Alves, 1996)... ....................................................................................522
Figura 2.16 - Esquema do Teste de Riscamento (Brotzen, 1992)......................555
Figura 2.17 – Indentador Cônico Sendo Aplicado em Revestimento (Brotzen,
1992)........................................................................................................................566
Figura 2.18 – Padrão de Aceitação Para E. Rockwell C (VDI 3198 1991) .........577
Figura 2.19 – Indenteação Rockwell C em Camada de TiN (Vidakis, 2003)......577
Figura 3.1 – Punção de Aço AISI D2 ....................................................................599
Figura 3.2 – Vista Frontal das Geometrias de Ponta de Punção. (a) Côncava, (b)
Convexa e (c) Reta com guia de penetração ......................................................599
Figura 3.3 – Máquina Puncionadeira CNC...........................................................599
Figura 3.4 – Punções utilizados no teste final. (a) Ponta Côncava sem
revestimento P3, (b) Ponta Côncava com revestimento de TiN, P1, (c) Ponta
Convexa sem revestimento, P4 e (d) Ponta Convexa com revestimento de TiN,
P2.
.............................................................................................................................62
2
Figura 3.5 – Exemplo de Amostra de Furos........................................................633
Figura 3.6 – Medição da Região de Fratura.........................................................644
xii
Figura 3.7 – Identação Rockwell C da amostra com revestimento de TiN
aplicado por PVD. Aumento de 50x.....................................................................687
Figura 3.8 – Espessura do Revestimento de TiN. Aumento de 800x..................67
Figura 3.9 – Esquema da Medição de Microdureza............................................688
Figura 3.10 – Esquema da Medição da Região de Deformação ........................699
Figura 4.1 – Percentual da área de fratura do furo x folgas punção-matriz.......71
Figura 4.2 – Vida Útil dos Punções........................................................................72
Figura 4.3 – Fotos de furos e retalhos. (a) punção côncavo, (b) punção convexo
e (c) punção reto com guia. Aumento 3x. .............................................................72
Figura 4.4 – Medição do tamanho das regiões de fratura dos furos dos punções
côncavo, convexo e reto com guia........................................................................73
Figura 4.5 – Aspecto das Fraturas dos Punções P1 e P3..................................744
Figura 4.6 - Superfície de fratura:(1) as trincas longitudinais e (2) as regiões
lisas que representam as zonas de amassamento. Aumento: 100 x; detector:
SE. Punção P1. .................... ....................................................................................74
Figura 4.7 – Fratura dos carbonetos primários, mostrando a trinca resultante
da fragilidade da fase (seta). Aumento: 2.000 x; detector: SE. Punção P1. .....755
Figura 4.8 - Superfície de ruptura do Punção P3, mostrando a fratura por
cisalhamento da microestrutura. As marcas observadas indicam a atuação
cíclica do processo de furação (degraus). Aumento: 15 x; detector: SE...........75
Figura 4.9 - Fratura dos carbonetos complexos, mostrando a trinca secundária
resultante da fragilidade da fase (setas). Aumento: 2.000 x; detector: SE.
Punção P3.......................... ....................................................................................766
Figura 4.10 - Superfície de ruptura do Punção, mostrando a fratura por
cisalhamento da microestrutura. Aum: 15 x; detector: SE. Punção P3A. ..........76
xiii
Figura 4.11 - Detalhes da fratura dos carbonetos: trinca secundária (setas).
Aumento: 2.000 x; detector: SE. Punção P3A.....................................................777
Figura 4.12 – Variação do diâmetro mínimo dos furos puncionados em relação
ao número de batidas, para os punções convexos com TiN e sem este
revestimento..........................................................................................................788
Figura 4.13 – Diferença Entre o Maior e o Menor Diâmetros dos furos
puncionados em relação ao número de batidas, para punções P2 e P4..........799
Figura 4.14 – Variação da microdureza a partir da borda do furo cortado para o
punção convexo com revestimento de TiN (P2)...................................................80
Figura 4.15 – Variação da microdureza a partir da borda do furo cortado para o
punção convexo sem revestimento de TiN (P4)...................................................80
Figura 4.16 – Variação da microdureza a partir da borda do retalho cortado
para o punção convexo com revestimento de TiN (P2).......................................81
Figura 4.17 – Variação da microdureza a partir da borda do retalho cortado
para o punção convexo sem revestimento de TiN (P4). ....................................822
Figura 4.18 – Variação da deformação na borda do furo cortado para o punção
convexo com e sem revestimento de TiN (P2 e P4, respectivamente).............833
Figura 4.19 – Superfície de Corte na Chapa. 1- Região de Corte, 2- Região de
Fratura. Aumento: 12 x. Furo 1000, Punção P2. ...................................................84
Figura 4.20 - Região de corte. Aumento: 400 x. Furo 1000, Punção P2............855
Figura 4.21 - Região de fratura. Aumento: 400 x. Furo 1000, Punção P2. ..........85
Figura 4.22 - Região de fratura, apresentando os alvéolos alongados. Aumento:
2.000 x. Furo 1000, Punção P2. ............................................................................866
Figura 4.23 - Região de corte e de fratura do material da chapa. As setas
indicam as trincas. Aumento: 12 x. Furo 1000, Punção P4. ..............................877
xiv
Figura 4.24 - Região de corte, com fratura do aço e marcas de abrasão.
Aumento: 400 x. Furo 1000, Punção P4.................................................................87
Figura 4.25 - Região de fratura. Aumento: 400 x. Furo 1000, Punção P4. ........888
Figura 4.26 - Região de fratura, apresentando os alvéolos menos alongados.
Aumento: 2.000 x. Furo 1000, Punção P4..............................................................88
Figura 4.27 –Adesão no Gume P4..........................................................................90
Figura 4.28 – Lascamento na aresta de corte do Punção P4. ...........................911
Figura 4.29 - Região de fratura na superfície do retalho mais irregular.
Aumento: 10x. Detector: BSE. Furo 1000, Punção P4. ......................................922
Figura 4.30 - Região de fratura na superfície do retalho menos irregular.
Aumento: 10 x. Detector: BSE. Furo 1000, Punção P2. .....................................933
Figura 4.31 – Variação da altura da rebarba gerada nos cavacos x número de
furos puncionados (Punções P2 e P4). ...............................................................944
xv
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 – Análise Química do Aço AISI D2.......................................................61
Tabela 3.2 – Configuração dos Punções Para o Teste Final .............................622
Tabela 3.3 – Análise Química do Aço LNE600 ......................................................62
xvi
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
AISI
American Iron and Steel Institute
BSE
Backscater Electron Detector
CLSM
Confocal Laser Scanning Microscope
CVD
Chemical Vapor Deposition
FIB
Focused Ion Beam
HV
Microdureza Vickers
MEV
Microscópio Eletrônico de Varredura
PVD
Physical Vapor Deposition
SE
Secundare Electron
PAPVD
Plasma Assisted Physical Vapor Deposition
xvii
LISTA DE SÍMBOLOS
s Espessura
d Diâmetro
F
c
Força de corte
P Perímetro de corte
e Espessura máxima do material
τ
c
Tensão de cisalhamento do material
L
c
Carga crítica da falha
Ra Rugosidade
18
1 INTRODUÇÃO
A globalização trouxe para a indústria uma busca incessante de redução de
custos, principalmente para a automobilística que está inserida num cenário
extremamente competitivo. Enquanto engenheiros de produto voltam sua atenção
para pesquisa de novos materiais, cálculos de estruturas, entre outros, os
engenheiros de processo visam reduzir custos através de pesquisa de novos
métodos de produção.
Neste contexto, surge a preocupação com os processos de furação existentes.
Na área de metal-mecânica existem diversas formas de se obter furos em peças.
Podem-se destacar os seguintes meios: puncionamento, fundição, forjamento, serra
copo; eletroerosão, oxiacetileno e por meio de brocas, conforme mostrado na Figura
1.1. Porém, dentro da indústria ainda há muita dificuldade em harmonizar os
seguintes itens num só processo: produtividade, qualidade e baixo custo.
As tecnologias de comando numérico computadorizado viabilizam
tecnicamente a utilização de processos como o laser, o plasma, o jato de água, a
usinagem e o puncionamento. A indústria se volta para estas tecnologias devido à
rapidez para se obter o furo, porém o seu uso é limitado pelo acabamento final e
pelo custo. Via de regra, os equipamentos laser, plasma e jato de água são
importados, e o custo de aquisição é muito alto, restringindo sua aplicação a casos
específicos (Antunes, 2007).
19
Figura 1.1 – Processos de Furação
A usinagem de metais ocupa uma posição de grande destaque dentro da
indústria e está presente em praticamente todas as fases da manufatura de
componentes nas mais diversas áreas. Porém, ao se abordar o processo de
usinagem atualmente, observa-se que o principal foco é o aumento da produtividade
aliada às normas ambientais, que são o reflexo da mudança de comportamento da
sociedade frente aos problemas ambientais já gerados. Nas operações de
usinagem, em específico na furação, que é um processo de difícil realização já que
necessita de maior refrigeração e auxílio no transporte de cavacos, pode ser citado
como grande problema os fluidos de corte, que são amplamente difundidos e
utilizados. Os problemas causados ao meio ambiente pelos fluidos de corte ocorrem
quanto ao seu descarte de forma inadequada, podendo danificar o solo e a água.
20
O processo de furação por laser tem sido muito utilizado devido à sua alta
flexibilidade, por isso é uma grande alternativa para a produção de pequenos lotes.
Mas, não conta a seu favor o alto investimento no equipamento e duas
características técnicas: a interferência térmica na região próxima ao furo no material
e o acabamento superficial do furo com aspecto de estrias. O processo de corte por
jato d’água é mais restrito a materiais compósitos, que não podem sofrer
aquecimento durante o corte. O custo do equipamento é alto e a preocupação com a
segurança também restringe a sua aplicação na indústria. Processos como a
eletroerosão e remoção química têm o uso muito restrito em aplicações específicas,
sendo considerados de alto custo.
Uma alternativa que a indústria vem implementando nos últimos anos na busca
de alta produtividade e baixo custo é o puncionamento de furos. O puncionamento é
uma operação largamente utilizada para cortar chapas de aço por um processo de
cisalhamento que ocorre entre um punção e uma matriz. O uso deste processo,
recentemente, vem sendo estimulado devido à sua produtividade, campo de
aplicação e ao baixo custo (Brito, 2004). Comparando à outros processos, o
puncionamento é fácil, rápido e econômico para se obter o formato desejado com
um bom acabamento, além de estar livre do uso de fluidos de corte. Muitas
operações onde antes se usavam brocas para se obter furos foram mudadas para a
furação por puncionamento, visando o ganho de velocidade e a eliminação de óleos
lubri-refrigerantes. Um exemplo disto é a manufatura de componentes estruturais
para caminhões (longarinas), que antes possuíam em sua linha de fabricação
furadeiras CNC usando brocas helicoidais, e hoje são furadas por puncionadeiras
CNC que se utilizam do conjunto punção-matriz.
Porém, como qualquer outro processo industrial, o puncionamento apresenta
problemas no decorrer do seu emprego. Primeiro, o corte por cisalhamento é
acompanhado por uma pequena deformação plástica na peça. Esta deformação
prejudica o produto final (Eary e Reed, 1974). Segundo, o ferramental usado no
processo de puncionamento é composto por um punção e uma matriz, sendo que é
sempre o punção o responsável pelo fim da vida útil do ferramental, o que implica
em aumento de custo. Outro problema do puncionamento é a característica deste
processo ter uma região de fratura formada por micro-trincas que se iniciam nas
21
arestas cortantes do punção e da matriz (Brolund, 2001). Esta região de fratura
também prejudica o acabamento final do produto. Então, é necessário um estudo
para melhorar estas características do processo. É preciso analisar quais variáveis
influenciam diretamente no aumento da vida útil do punção e quais variáveis
reduzem a região de fratura do furo.
Este trabalho é um estudo sobre as variáveis do processo: folga punção-matriz,
geometria da ponta do punção e revestimento de TiN sobre o punção. O objetivo é
identificar melhorias no acabamento final da peça, através da redução da região de
fratura do furo, e na vida útil do ferramental através de experimentações das
variáveis acima citadas. Para o objetivo ser alcançado, buscou-se a melhor folga
punção-matriz e melhores geometrias de ponta do punção. Após isso, produziram-se
quatro jogos de punção-matriz, com as folgas e geometrias previamente escolhidas,
sendo que em dois destes jogos houve aplicação de TiN através do processo de
PVD. Vários testes foram executados para análise de resultados. A medida da
variação do diâmetro dos furos ao longo da vida útil de cada punção tem por fim
analisar o desgaste ocorrido na ponta dos mesmos. A medida da microdureza
Vickers visa mostrar o quanto encruada fica a região próxima ao furo, que é afetada
plasticamente. Esta medida também foi feita para os retalhos para posterior
comparação com as medidas obtidas nos furos. A deformação plástica na borda do
furo foi medida para analisar o efeito da geometria da ponta do punção e do
revestimento de TiN no desgaste ocorrido na ferramenta. A vida útil dos punções foi
acompanhada durante os testes práticos, e ao final desta, os mecanismos de
desgaste das ferramentas foram avaliados.
Foram usadas ferramentas fabricadas em aço AISI D2. Tais ferramentas são
utilizadas na furação de chapas de aço LNE600 com 7 mm de espessura, que é a
matéria-prima para a fabricação de longarinas de caminhão, mostradas na Figura
1.2. Estas longarinas são produzidas na empresa Dana Indústrias Ltda, localizada
na cidade de Osasco no estado de São Paulo, local onde ocorreram os testes
práticos.
22
Figura 1.2 – (a) Furos (b) Longarina de Caminhão
O trabalho foi organizado em um pré-teste para a definição da folga punção-
matriz, mais adequada à vida útil do ferramental, e seleção das geometrias da ponta
do punção, verificando vida útil e acabamento final da peça. E também, em um teste
final para analisar o efeito do recobrimento de TiN sobre o punção no corte
(acabamento final) da peça e na vida útil da ferramenta.
No primeiro capítulo está a introdução do estudo, seus objetivos e o problema
de pesquisa que o originou. No segundo capítulo aborda-se a revisão bibliográfica
do estudo, no capítulo terceiro abordar-se-á materiais e métodos do trabalho e no
capítulo quarto a análise e discussão dos dados colhidos nos testes de campo. Por
fim, finaliza-se o estudo com as conclusões específicas e gerais do pré-teste e do
teste final e indicações para trabalhos futuros.
a)
b)
23
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Contato entre duas Superfícies
Quando duas superfícies estão em contato, o contato real deve ser
relacionado ao contato microscópico, pois por melhor que seja o acabamento,
dificilmente a superfície será perfeitamente lisa, assim, é de se esperar, que a área
real de contato seja muito menor que a área nominal, e que vá aumentando
proporcionalmente com a aplicação de uma força externa no sentido normal à
superfície, devido à deformação dos picos das heterogeneidades superficiais ou
asperezas (Hutchings, 1992).
No final do século XIX, Hertz desenvolveu as primeiras análises,
consideradas satisfatórias sobre a teoria de contato entre dois sólidos, realizando o
modelamento matemático das tensões de contato, atualmente referenciado como
contato de Hertz, que ocorre quando dois corpos sólidos, sob acoplamento
geométrico não conforme, são submetidas a um estado de tensão compressiva,
gerando comportamento elástico em uma pequena área de contato. A teoria foi
baseada na hipótese de que cada uma das superfícies em contato pode ser descrita
por dois raios de curvatura, porém devido à elevada quantidade de simplificações
definidas durante a elaboração do modelo, os resultados aplicados em casos
práticos são limitados (Hutchings, 1992).
Assim, a força F aplicada entre dois corpos sólidos, gera uma pressão p em
uma área de contato, infinitamente pequena e estática, dx.dy, onde considerando a
ausência do atrito, a pressão p assume a forma de um potencial de campo elástico,
em que as tensões compressivas associam-se as deformações elásticas na região
de contato, sendo zero tais deformações na zona de contato.
As deduções e conclusões de Hertz, ainda fundamentam as teorias da
mecânica do contato, no regime elástico. São eventualmente extrapoladas ao
regime plástico ou ao contato cíclico de rolamento e/ou deslizamento. Conforme
Johnson (1987), as limitações das teorias de Hertz, baseiam-se no fato de existirem
24
situações em que não há como definir raios principais de curvatura para se
caracterizar pelo menos uma das superfícies de contato, como por exemplo, um
penetrador rígido de forma arbitrária em uma superfície elástica, condições de
contato entre superfícies alinhadas ou de superfícies regulares, condições onde
ocorre deformação plástica e situações de deslizamento ou atrito entre dois corpos,
sendo necessários, nestes casos, outros métodos de análise de tensões, como por
exemplo, os métodos numéricos.
As denominações utilizadas para classificação dos modos de desgaste, variam
de acordo com a região de origem, área de trabalho e formação acadêmica dos
autores de trabalhos nesta área, onde a existência de diferentes tipos de
mecanismos tem originado várias idéias quanto sua classificação.
Ludema (1991), afirma que o material pode ser removido de uma superfície
sólida somente em três modos: pela fusão, dissolução química ou separação física
dos átomos da superfície por alta tensão, em modo abrupto, ou baixa tensão sob
carregamento cíclico, onde processos mecânicos e químicos podem agir
simultaneamente ou em separados.
2.2 Sistema Tribológico para Puncionamento
Segundo a norma DIN 50320, conceitua-se desgaste como sendo a perda
progressiva de substância da superfície de um corpo sólido, causada por ação
mecânica, isto é, por contato e movimento relativo de um contra-corpo sólido, líquido
ou gasoso. Ação tribológica é a denominação dada à ação na superfície de um
corpo sólido por contato e movimento relativo de um contra-corpo sólido, liquido ou
gasoso (DIN 50320, 1979).
Para a análise sistemática de um processo de desgaste, os componentes e as
substâncias que participam diretamente do processo devem ser separados
fisicamente das outras partes do equipamento considerado. Os componentes e as
substâncias que participam diretamente do processo de desgaste são denominados
“elementos” do sistema tribológico.
25
Estes elementos conjuntamente com as propriedades “tribologicamente relevantes”
e as interações mútuas, formam a estrutura do sistema tribológico.
A análise sistemática do processo de desgaste consiste das seguintes etapas:
- caracterização da finalidade técnica do sistema tribológico;
- compilação das variáveis operacionais;
- descrição da estrutura do sistema tribológico: elementos envolvidos,
propriedades relevantes dos elementos e interação entre os elementos.
A Figura 2.1 mostra o sistema tribológico para o puncionamento e seus
elementos.
Figura 2.1 - Sistema Tribológico do Punção: (1) Contra-corpo, (2) Meio
Circunvizinho, (3) Meio-Interfacial e (4) Corpo. (DIN 50320, 1979)
2.3 Desgaste
Segundo a norma DIN 50320 (DIN 50320, 1979), existem quatro mecanismos
essenciais de desgaste, que são: adesão, abrasão, fadiga superficial e reação
triboquímica.
Archard e Hirst (1956), apresentaram uma proposta, em relação ao tipo de
desgaste em metais em condições sem lubrificação, classificando o desgaste como
moderado (geralmente baixa carga resultando em baixa taxa de desgaste) e severo
26
(cargas altas com aumento descontínuo da taxa de desgaste), onde o desgaste
severo ocorre devido ao contato metal-metal, originando adesão, deformação
plástica, formação de junções, transferência de materiais de modo a encruar as
superfícies, por outro lado, o desgaste moderado ocorre durante o contato deslizante
de superfícies cobertas por camadas de óxidos ou outros produtos, gerando
superfícies lisas. Para Hambli (2001), o custo de ferramentas de estampagem
representa um percentual significante em relação ao custo das peças estampadas,
por isso, o desgaste das mesmas tem relação direta para a redução do preço dos
componentes produzidos por este processo.
2.3.1 Adesão
As superfícies dos materiais não são perfeitamente lisas e, portanto, contém
reentrâncias de modo que o contato entre elas ocorre somente em alguns pontos.
Assim, a área real de contato, é uma fração da área total aparente, tornando as
tensões desenvolvidas nestas regiões muito elevadas, podendo ultrapassar o limite
de escoamento do material e formar uma união (Kalpakjian, 1995). A tendência de
união por adesão depende das propriedades físicas e químicas dos materiais em
contato, do modo e valor da força aplicada, além da contaminação e rugosidade
(Frisch, 1981).
A Figura 2.2 mostra diferentes separações de superfícies unidas por adesão.
Se a resistência da união é menor do que a dos materiais A e B, a ruptura da
adesão ocorre na interface. Isto freqüentemente ocorre se as superfícies estão
cobertas por óxidos que reduzem a aderência superficial (Figura 2.2a). A separação
das uniões ocorre apenas no material A se este possuir a resistência mais baixa que
a união ou que o material B (Figura 2.2b). Para uniões de alta resistência, o
rompimento ocorre predominantemente no material A se este tiver menor resistência
que a união e que o material B (Figura 2.2c). Nestas mesmas condições de uniões
se os materiais tiverem resistências iguais ou muito similares a separação pode
ocorrer em partes iguais de ambos os lados da interface (Figura 2.2d).
27
Figura 2.2 – Ruptura de uniões (A) Interface, (B) Adesão maior em A, (C) Adesão
predominante em A, porém também em B, (D) Adesão distribuída igualmente
(Kalpakjian, 1995).
Muitos mecanismos para o processo de adesão têm sido propostos na
literatura. Kinloch (1980) propôs quatro grupos principais de mecanismos de adesão:
(A) Adesão mecânica, (B) Adesão por difusão, (C) Adesão eletrônica e (D) Adesão
por adsorção, representados esquematicamente na figura 2.9. Além destes, pode-se
considerar também a adesão química, que apresenta as mesmas características da
adesão por adsorção, porém com ligações mais fortes. Algumas considerações
sobre estes mecanismos e suas possíveis ocorrências em aplicações industriais são
mostradas a seguir.
O mecanismo de adesão mecânica atribui a adesão ao contato entre as
irregularidades das superfícies. As forças de adesão são função da área de contato
e da resistência à deformação plástica dos materiais, portanto dependem da
estrutura cristalina ou mais especificamente do número e da densidade dos sistemas
de escorregamento do cristal. Em geral, o crescimento da dureza resulta em um
decréscimo do coeficiente de adesão.
A adesão por difusão ocorre quando átomos ou moléculas de dois corpos em
contato se difundem através da interface. Existem contradições na literatura com
relação à solubilidade mútua dos átomos, ou seja, se a difusão de átomos através
da interface é necessária para que haja uma adesão forte. Godzeit et al (1956),
observaram que a força de adesão é crescente com a solubilidade mútua dos
átomos dos metais em contato e mostraram, entretanto, que metais insolúveis
mutuamente podem também se aderir fortemente a outro.
28
A adesão eletrônica propõe uma transferência de elétrons através da interface
de contato entre corpos com diferentes bandas eletrônicas (Derjaguin, 1969). Esta
transferência de elétrons resulta em formação de uma dupla camada de carga
elétrica na interface. Presume-se que a adesão seja causada por forças
eletrostáticas efetivas através desta dupla camada e a transferência de elétrons
através da interface seja função da natureza de contato entre os corpos. De acordo
com o modelo de doação e recepção de elétrons (Derjaguin, 1967), fortes adesões
ocorrem entre átomos da interface de uma superfície agindo como doadora e outra
agindo como receptora. Estudos sugerem que a adesão de materiais similares
decresce com a tabela periódica, da ordem B – Sub-grupo dos metais, em direção
aos metais nobres, metais de transição, ou seja; decresce com crescimento da
massa atômica. Geralmente, processos de transferência de elétrons podem ocorrer
devido a ativação elétrica de superfícies sob atrito durante o desgaste.
Na adesão química ocorrem adsorções químicas na interface de contato entre
dois corpos (Bely, 1982). As ligações químicas fortes, sendo metálicas, iônicas ou
covalentes são definidas como de interface. Devido às ligações químicas fortes, a
adesão de superfícies em metais pode causar transferência metálica, por exemplo,
alumínio em superfícies de polímeros (Kalpakjian, 1995).
A adesão por adsorção refere-se à adesão entre superfícies em contato
intermolecular devido a ligações secundárias, como a força de Van der Walls, que
são substancialmente mais fracas que ligações primárias. Alguns exemplos de
ligações químicas encontradas nos diversos materiais são apresentados abaixo:
Metais: Ligações primárias metálicas e covalentes; e secundárias, como de
Van der Walls;
Polímeros: Ligações de Van der Walls, iônicas devido a dupla camada de
cargas elétricas, e ligações de hidrogênio;
Cerâmicas: Ligações primárias, Van der Walls e iônicas.
2.3.2 Abrasão
O desgaste por abrasão é causado pela interação mecânica de saliências
grosseiras ou partículas não metálicas contra as superfícies de trabalho, provocando
perda de massa por corte ou por arrancamento. Estas partículas podem ser, por
29
exemplo, um mineral como a sílica ou um fragmento de desgaste de material de alta
dureza. Protuberâncias, como a rugosidade superficial, podem agir como partículas
de alta dureza caso esta superfície apresente maior dureza que a contra-peça.
Kalpakjian (1995), em função da razão entre a dureza do abrasivo e da superfície
que está sendo desgastada, classificaram o desgaste em baixo e alto nível. O
desgaste abrasivo pode ser também classificado quanto ao aspecto da superfície
desgastada (micromecanismo) em microsulcamento, microcorte e microlascamento.
No microsulcamento a perda de material ocorre devido a muitas partículas
abrasivas agirem simultaneamente e sucessivamente, formando um amassamento à
frente da partícula abrasiva (Murray et al., 1979).
No microcorte puro tem-se uma perda de material igual ao volume do desgaste
produzido, conforme se pode observar na Figura 2.3.
Figura 2.3 – Interações físicas entre partículas abrasivas e superfícies de materiais
(Murray et al., 1979).
De acordo com Mulhearn, Samuels e Sedriks (1962), o material é destacado da
superfície por microcorte quando o ângulo de ataque das partículas duras de
abrasivo é maior do que um valor crítico. O microlascamento ocorre quando as
partículas abrasivas impõem altas concentrações de tensões na superfície dos
materiais, particularmente se forem frágeis. Nestes casos, fragmentos de desgaste
são destacados da superfície devido à formação e propagação das trincas.
30
2.3.3 Fadiga
O desgaste devido à fadiga é caracterizado pela formação de trincas e
lascamento de material causados por carregamentos cíclicos na superfície do sólido.
Estes carregamentos podem ser resultantes de rolamento, escorregamento de
contato ou impacto de sólidos e/ou líquidos na superfície. E em escala microscópica
este carregamento pode ser ocasionado pela rugosidade superficial de sólidos com
movimento relativo.
Na fadiga por rolamento (Kalpakjian, 1995) são propostos dois mecanismos
para formação de lascamentos superficiais; as trincas por compressão e as
subsuperficiais, figura 2.4. O primeiro assume que as trincas são causadas por alta
tensão de compressão na área de contato. As trincas na superfície sólida iniciam em
inclusões superficiais, indentações de processos produtivos.
Indentações causadas pelas partículas de desgaste, poeira ou algo que
concentre as tensões na superfície do material. As trincas iniciadas na superfície
propagam-se inclinadas à superfície do material, como mostrado esquematicamente
na figura 2.4a.
Embora, as tensões máximas estejam localizadas logo abaixo da superfície, as
trincas podem formar-se na superfície devido a interações químicas e mecânicas,
ambiente ou elementos interfaciais, por exemplo, lubrificantes, poeira e fragmentos
de desgaste. Para contatos lubrificados, Way (1935) propôs que o lubrificante
penetre nas trincas, com o contato dos corpos sobre a superfície trincada; e quando
submetidas a cargas cíclicas surgem pressões hidrostáticas no lubrificante no
interior da trinca, resultando em tensões suficientes para a sua propagação (Figura
2.4b).
De acordo com este modelo o aumento da viscosidade do lubrificante impede
sua penetração na trinca, resultando em menor propagação das trincas e maior vida
do material.
31
Figura 2.4 – Formação e propagação de trincas devido à fadiga (Kalpakjian, 1995).
2.3.4 Reação Triboquímica
O desgaste triboquímico é caracterizado por atrito entre duas superfícies
sólidas em um ambiente corrosivo que pode ser líquido ou gasoso. O processo de
desgaste ocorre por formação e remoção contínua da camada de reação na
superfície de contato (Kalpakjian, 1995). Na presença de oxigênio, os fragmentos de
desgaste consistem basicamente de óxidos, os quais são formados sobre as
superfícies e são removidos por atrito. Os mecanismos de desgaste triboquímicos
podem ser divididos em 4 categorias, conforme mostrado na Figura 2.5 (Kalpakjian,
1995).
(A) Contato metálico entre a rugosidade das superfícies, que geram uma
remoção de metal devido à adesão e pequenos fragmentos de desgaste.
(B) Reações químicas dos metais com o ambiente que resultam em camadas
protetivas superficiais e reduzem o contato metálico.
(C) Trincamento de camadas protetivas superficiais devido a alta pressão local
ou microfadiga resultando em fragmentos não-metálicos de desgaste.
(D) Fragmentos metálicos e não metálicos podem agir abrasivamente e
desgastar as superfícies de contato. Novas formações e desplacamentos de
camadas protetivas superficiais podem levar a um maior desgaste.
32
Falhas de superfícies desgastadas e perda de massa são causadas pela
ocorrência repetida dos diferentes processos. Isto significa que o desgaste
triboquímico é fortemente influenciado pela cinética de formação das camadas
superficiais e das propriedades as quais determinam sua resistência à remoção, por
exemplo, ductilidade, resistência mecânica e adesão ao substrato. A resistência ao
trincamento das camadas triboquímicas é crescente com a resistência mecânica do
substrato (Kalpakjian, 1995). O menor desgaste é favorecido quando a camada de
reação produzida e o substrato apresentarem igual dureza. Neste caso o ataque
abrasivo de fragmentos não-metálicos de desgaste no substrato é reduzido.
Figura 2.5 – Mecanismos envolvidos em desgaste triboquímico (Kalpakjian, 1995).
2.4 Processos de Corte Existentes
De uma maneira geral, quando se deseja seccionar um material aplica-se
energia a este, podendo ser energia térmica (plasma, laser, etc), química (corrosão
por ácidos) ou mecânica (usinagem, cisalhamento, etc). A seguir são mostrados
alguns processos para obtenção de um furo.
2.4.1 Processo de Corte Por Jato de Água
O corte por jato de água enquadra-se no grupo de energia mecânica, onde a
força de impacto exercida por um jato de água de alta pressão na superfície de
33
contato do material, superando a tensão de compressão entre as moléculas,
causando a separação do mesmo (Joaquim, Ramalho,2004).
O diâmetro do orifício de saída da água é bastante reduzido, variando de cerca
de 0,1mm a 0,6mm com a velocidade da água é da ordem de 520 a 920 m/s. Estes
dois fatores combinados transformam a energia potencial da água em energia
cinética, fazendo com que a pressão exercida no bico de saída seja da ordem de
1500 a 4200 bar, causando um elevado desgaste do mesmo (Joaquim,
Ramalho,2004).
Existem basicamente duas maneiras de se gerar o jato de água, uma bomba
de pistão, ou uma bomba intensificadora ou o conjunto dessas. Para o corte utiliza-
se bombas intensificadoras, uma vez que apresentam baixos níveis de vazão e
maior pressão do jato, bombas de pistão acopladas diretamente ao bico são
normalmente utilizadas para operações de limpeza em concreto, metal, paredes, etc.
As bombas intensificadoras caracterizam-se por apresentar elevados níveis de
pressão com vazões baixas, da ordem de 2 a 4 l/min (Rakowski,2001).
O esquema de um equipamento para corte por jato de água é apresentado na
Figura 2.6.
Figura 2.6 - Esquema Básico de um Equipamento de Corte por Jato de Água. Fonte
(Joaquim,Ramalho,2004)
34
Como os bicos são submetidos a elevados níveis de pressão e desgaste, o
orifício de saída é construído em safira ou diamante, por serem materiais de elevada
dureza. Bico para corte com água pura possui um canal alongado de modo a permitir
um jato coerente. A adição de abrasivo exige que o bico apresente uma câmara de
mistura e um sistema de controle de injeção de abrasivo.
A principal atração na furação por jato de água é a ausência de uma zona
afetada pelo calor, que acontece com outros processos. Outras vantagens são:
rápida penetração em qualquer tipo de material, incluindo metais de alta liga,
cerâmica e laminados. Estes materiais são difíceis de serem cortados com outros
métodos. Fácil execução de furos pequenos com grande profundidade, o que
ocasionaria a quebra de um punção ou de uma broca, facilidade de fixação da peça,
uma vez que o jato de água oferece uma força mínima contra a peça comparada a
outros processos.
A precisão oferecida pelo processo é grande. Dependendo do material é
possível executar furos com maior velocidade que em métodos tradicionais com
tolerâncias de + ou – 0,025mm para um diâmetro mínimo de 0,4mm. O acabamento
gera uma rugosidade (Ra) de 1700 – 2000
µ
µµ
µ
m, similar ao jateamento com areia
(Joaquim et al, 2004).
Portanto, o processo de furação com jato de água é indicado somente para
casos de materiais muito difíceis de serem furados por outros métodos,
ferramentarias que produzem peças protótipos, produção de lote pequeno ou furos
convergentes / divergentes (Joaquim et al,2004).
2.4.1.1 Vantagens e Desvantagens
São vantagens do processo de corte por jato de água:
- Corta qualquer material;
- Não apresenta riscos quanto a radiações;
- Não apresenta depósitos nas superfícies cortadas;
- Largura de corte estreita;
- Facilidade de robotização e ou automatização;
- Ausência de contato físico;
35
- Boa qualidade na superfície cortada;
- Baixa entrega térmica;
- Flexibilidade;
- Produz furos cônicos.
São desvantagens do processo de corte por jato de água:
- Elevado investimento inicial;
- Baixas potências disponíveis;
- Processo ruidoso;
- Riscos de acidente com a água;
- Baixa velocidade de corte em relação ao LASER para pequenas espessuras.
2.4.2 Processo de Corte a Laser
Neste processo o metal é fundido ou vaporizado por um feixe estreito de luz
monocromática intensa (feixe laser).
Os raios são introduzidos numa câmara chamada oscilador ótico composto por
uma extremidade refletora, uma extremidade parcialmente refletora e uma lâmpada
estimuladora de xenon. Após os raios passarem por esta câmara, há a produção de
raios de luz que encontram uma lente convergente que vai produzir o ponto focal
(Gross et al,2004).
Espaços regulares ou estrias ao longo da aresta cortada são observados no
processo de corte a laser como mostra a Figura 2.7.
Figura 2.7 - Estria no Corte Laser (Gross et al, 2004).
estria
aresta
cortada
direção do corte
36
Estas estrias são claramente formadas da parte de cima da peça para a parte
de baixo. As implicações de engenharia, para esta característica do processo, é que
para aplicações que necessitem de um melhor acabamento será obrigatório o uso de
um processo adicional de acabamento. Com isto o ganho de velocidade obtido com
o laser, é perdido com o pós-processamento. Para chapas finas, estrias da ordem de
décimos de microns e freqüências de 100-600 Hz são comuns (Gross et al, 2004).
2.4.2.1 Vantagens e Desvantagens
São vantagens do processo de corte por laser (Gross et al, 2004):
- Alta produtividade;
- Pequena geração de resíduos;
- Grandes velocidades de corte;
- Facilidade de robotização e ou automatização;
- Ausência de contato físico;
- Flexibilidade.
São desvantagens do processo de corte por laser (Gross et al, 2004):
- Elevado investimento inicial;
- Necessidade de pós-processamento para aplicações em tolerâncias estreitas;
- Processo ruidoso;
- Riscos de acidente com a água;
- Baixa velocidade de corte em relação ao LASER para pequenas espessuras.
2.4.3 Processo de Furação Por Usinagem
A operação de furação é um dos processos de fabricação mais antigos
utilizados pelo homem. Na idade da pedra utilizou-se sílex e ossos como
ferramentas em uma espécie de furadeira manual, que dependia principalmente da
habilidade de seu executor. Também existem registros que indicam que esta foi uma
das primeiras operações executadas em metal.
37
Mesmo ao longo de todos estes anos, a furação manteve sua importância
dentro dos processos de fabricação, sendo ainda hoje de grande importância nos
processos industriais. Este fato justifica plenamente o desenvolvimento de estudos
nesta área (Schroeter,1998).
Processo mecânico de usinagem destinado à obtenção de um furo geralmente
cilíndrico numa peça, com o auxílio de uma ferramenta multicortante. Para tanto, a
ferramenta ou a peça giram e simultaneamente a ferramenta ou a peça se deslocam
segundo uma trajetória retilínea, coincidente ou paralela ao eixo principal da
máquina. Para a abertura de furos empregam-se ferramentas denominadas brocas,
que podem ser de diversos tipos: brocas chatas, brocas helicoidais, brocas canhão,
brocas ocas, etc, (Stemmer,1995). As operações de furação são (Ferraresi,1995):
Furação em cheio: processo de furação destinado à abertura de um furo
cilíndrico numa peça, removendo todo o material compreendido no volume do furo
final, na forma de cavaco.
Escareamento: processo de furação destinado à abertura de um furo cilíndrico
numa peça pré-furada.
Furação escalonada: processo de furação destinado à obtenção de um furo
com dois ou mais diâmetros simultâneamente.
Furação de centros: processo destinado à obtenção de furos de centro, visando
uma operação posterior.
Trepanação: processo de furação em que apenas uma parte de material
compreendido no volume do furo final é reduzida a cavaco, permanecendo um
núcleo maciço.
Os princípios da furação econômica devem ser devidamente considerados pelo
projetista, evitando, sempre que possível, a penetração de superfícies inclinadas,
furos demasiado profundos em comparação com o diâmetro da broca. Além disso,
deve-se se certificar de que os diâmetros requeridos fazem parte da linha normal
dos fabricantes de brocas. A escolha de medidas intermediárias não é econômica,
pois são mais caras e requerem maior prazo de entrega e diversificam estoques
(Ferraresi,1995).
38
A seleção do tipo adequado de broca poderá recair na escolha entre uma
broca normal com modificações ou numa broca especial, fabricada sob desenho.
Limitando-se a escolha à linha de fabricação normal, obtêm-se ferramentas mais
baratas, prazos de entrega mais curtos e custos de estocagem mais baixos.
Quando uma broca normal não proporciona um rendimento satisfatório em uma
determinada operação, e o número de furações a fazer não justifica
economicamente o desenvolvimento de uma ferramenta especial, a solução poderá
ser uma broca normal com modificações, ressaltando-se, no entanto, que o
rendimento a ser obtido normalmente será inferior ao conseguido com uma broca
especialmente desenvolvida para aquele fim (Manual SKF,1987).
2.4.3.1 Vantagens e Desvantagens
As principais vantagens da furação por usinagem são (Stemmer, 1993):
- Alta qualidade do furo (tolerâncias estreitas);
- Custo baixo;
- Grande campo de aplicação;
- Facilidade de aquisição de ferramentas.
Os principais inconvenientes da furação por usinagem (Stemmer, 1993):
- Necessidade de uso de fluidos refrigerantes e lubrificantes;
- Necessidade de dispositivos de fixação para a peça;
- Necessidade de reafiação;
- Aumento da potência utilizada com a falta da reafiação;
- Brocas podem se estilhaçar ao quebrar;
2.4.4 Corte Por Puncionamento Aplicado a Furação
Corte é um processo que envolve forças cisalhantes de magnitude suficiente
para romper o material no plano de cisalhamento (Dieter,1981). O processo
corresponde à obtenção de formas geométricas determinadas, a partir de chapas,
submetidas à ação de uma ferramenta ou punção de corte, aplicada por intermédio
39
de uma prensa que exerce pressão sobre a chapa apoiada numa matriz. No instante
em que o punção penetra na matriz, o esforço de compressão converte-se em
esforço de cisalhamento e ocorre o desprendimento brusco de um pedaço de chapa
(Bressan et al,2001).
O corte em prensa é feito através de duas lâminas que se movimentam em
sentido oposto. A Figura 2.8 mostra as forças de cisalhamento atuando no material.
Figura 2.8- Forças e Plano de Cisalhamento. (Eary e Reed, 1974)
Neste processo, uma tira metálica é intensamente deformada plasticamente até
o ponto em que se rompe nas superfícies em contato com as lâminas. A fratura se
propaga, então, promovendo a separação total. A espessura que deve ser penetrada
pelo punção a fim de produzir o corte total está diretamente relacionada com a
ductilidade do metal. Se o material for frágil, apenas uma pequena fração da
espessura deverá ser penetrada, enquanto que para materiais muito dúcteis esta
penetração pode ser ligeiramente superior à espessura da chapa (Chiaverini,1977).
Chamando s a espessura da chapa e d o diâmetro do punção, verificou-se
experimentalmente que, para chapas de aço e punções de aço temperado, a relação
s/d apresenta o valor máximo de 1,2, o que significa que, em princípio, a espessura
da chapa a ser cortada deve ser igual ao menor diâmetro do punção (Bressan,
2001).
40
No processo de corte de uma chapa de metal com lâminas ou por
puncionamento, o material apresenta no perfil de corte quatro regiões bem distintas
(Chiaverini, 1996). A Figura 2.9 mostra uma peça furada e o retalho obtido, enquanto
a Figura 2.10 é a representação esquemática de um furo estampado e as quatro
regiões geradas pelo processo.
1 – Região de deformação: um canto arredondado no contorno em contato
com um dos lados plano da chapa, e que corresponde à deformação do material no
regime plástico.
2 – Região de corte: uma faixa brilhante ao redor de todo o contorno de corte,
com espessura constante e que corresponde à região que sofreu o corte.
3 – Região de fratura: uma faixa irregular devido à granulação do material,
levemente inclinada, que corresponde ao trecho onde ocorreu a fratura, visto que a
área útil resistente vai diminuindo até que se dê a separação total das partes.
4 – Rebarba: parte do material que é arrastado pela ferramenta, permanecendo
aderido à borda.
Figura 2.9- (1): Peça : a- deformação, b- penetração, c- fratura e d- rebarba
e (2): Retalho. (Baumler,2001)
a
b
c
d
41
Figura 2.10- Representação Esquemática das Regiões Estampadas: 1- deformação,
2- penetração, 3- fratura e 4- rebarba
É muito importante o estabelecimento do valor para a folga entre o punção e a
matriz. Essa folga depende da espessura da chapa a ser submetida ao corte e do
tipo de material, que pode ser duro ou mole (Chen e Keller, 1992). A Figura 2.11
mostra um gráfico onde são encontrados valores padrões de folga punção-matriz.
Figura 2.11 – Valores Padrão para Folga Punção-Matriz (Chiaverini, 1976)
A qualidade e aspecto do corte podem ser afetados pela força do punção, folga
punção-matriz, propriedades mecânicas do material, velocidade do punção,
espessura do material e lubrificação (Degarmo et al, 1999). A folga entre punção e
matriz é um dos mais importantes fatores na qualidade da borda cortada (Brito,
2004). Quando a folga aumenta, a zona de deformação começa a alongar e as
1
2
4
3
Aço Carbono
Ferro Fundido
Alumínio
42
bordas geram rebarbas. Também no corte por guilhotina, a folga entre lâminas é um
dos fatores mais importantes para a qualidade da borda cortada (Dieter, 1981).
No que diz respeito às medidas relativas entre as lâminas, a experiência
mostra que existem valores apropriados para esta folga e que esta depende
diretamente das propriedades do material e da sua espessura. Com a folga
adequada, as trincas que se iniciam nas bordas das lâminas irão se propagar
através do metal encontrando-se próximo à região central da espessura, conforme
Figura 2.12 (Chiaverini,1977). Caso a folga seja insuficiente, a superfície da fratura
seria irregular e também a energia dispendida no corte será maior do que se a folga
fosse correta, para este caso se formaria um defeito chamado de corte secundário,
que é causado quando as fraturas iniciadas nas arestas do punção e da matriz não
se encontram. Caso a folga seja excessiva haverá uma distorção ainda maior da
aresta de corte e a energia será também maior, pois maior quantidade de metal
deverá se deformar plasticamente antes de ocorrer a fratura, isto é, a zona de
deformação vai aumentar muito. Além disso, com uma folga muito grande, existe
propensão à formação de rebarbas ou protuberâncias na superfície de corte
(Chiaverini,1977).
A afiação da lâmina desempenha um papel importante na qualidade do corte.
As lâminas afiadas ao tocarem o material, iniciam o corte de imediato, aumentando a
qualidade do corte e reduzindo a força de corte requerida. As lâminas sem corte
(“cegas”) deformam a superfície do metal consideravelmente, já que a tensão criada
se espalha por uma área maior (Watari e Yoshida, 2002). Lâminas não-afiadas ou
mal afiadas causam maiores rebarbas na extremidade cortada do material e podem
sobrecarregar a capacidade de operação de uma guilhotina. Portanto, os esforços
vão aumentando conforme as lâminas vão se tornando cegas. Entretanto, as
lâminas são geralmente afiadas para eliminar a formação de rebarbas (Lyman,
1969). As considerações feitas para folgas, cargas, gumes de corte e rebarbas
devem ser aplicadas também em puncionamento por prensa (Chiaverini,1977).
Souza (2001), concluiu que a folga punção-matriz tem relação direta com o desgaste
da ferramenta e conseqüentemente com os custos de produção.
A folga entre o punção e a matriz pode ser determinada de acordo com o
material e a espessura da chapa estampada. Este detalhe da ferramenta é
43
fundamental para o processo, pois folgas grandes demais provocam enrugamento
da peça, problemas de rebarbas entre outros; e folgas pequenas demais podem
causar travamento do sistema e até danos a maquina.
Figura 2.12 - Influência da Folga Punção-Matriz, o círculo verde indica: (a) folga ideal
(fratura alinhada), (b) folga pequena (fratura desalinhada) e (c) folga exagerada
(grande deformação). (Brolund,2001)
punção
punção
matriz
material
material
(a)
(b)
matriz
punção
matriz
material
(c)
44
O processo convencional de corte de chapas divide-se em quatro fases
(Helman e Cetlin,1993):
- Elástica: durante esta fase, a chapa é comprimida e ocorre uma leve deformação
entre o punção e a matriz. A tensão e a deformação dentro do material não
ultrapassam o limite elástico.
- Plástica: fase na qual o punção penetra no material a uma certa profundidade. A
deformação no material se torna permanente e as tensões de trabalho excedem
as tensões de escoamento do material e aumentam com a penetração do
punção. No final desta fase, as tensões dentro do material se fecham para o
corte das laterais à valores correspondentes a tensão de corte.
- Cisalhamento: o material escoa devido ao esforço realizado pelo punção sobre a
matriz formando a zona cisalhada. O modo principal de deformação é
cisalhamento ao longo de um plano determinado pelo punção e pela matriz,
perpendicular ao plano da chapa. Devido ao crescente encruamento do material
durante o corte, a zona de arredondamento da chapa tende também a crescer.
- Fratura: durante esta fase, as tensões do material caminham para o limite de
fratura, aparecendo microtrincas que se tornam macrotrincas e então ocorre o
rompimento em partes da peça trabalhada. As trincas do material iniciam no
corte das bordas e propagam-se ao longo do plano até completa separação do
material. Estudos metalográficos de macro e microestruturas das partes
resultantes do processo de corte têm mostrado que, na fase plástica, a mudança
estrutural importante é o endurecimento (região encruada).
2.5 Ferramentas para a furação por Puncionamento
As ferramentas para estampagem são chamadas de estampo. O estampo é
um dispositivo que em conjunto com a prensa, produz peças de variadas formas.
Este processo de fabricação é muito utilizado devido ao baixo custo por
unidade e por sua homogeneidade entre peças, principalmente quando se trata de
produção em série (Brito, 2004).
45
Para se entender o funcionamento de um estampo, pode se supor a
necessidade de furar um pedaço de papel com o dedo, se o pedaço de papel não
estiver apoiado, há uma tendência de deslocamento do papel com o dedo. Porém,
se o pedaço de papel for apoiado em uma placa já furada, o dedo irá furar o papel.
Esta placa será chamada de matriz e o dedo de punção dentro de um estampo.
As ferramentas são, em geral, fabricadas por usinagem. É sempre
recomendável que as superfícies de trabalho sejam retificadas ou lapidadas, mas é
importante observar que os riscos de usinagem, na medida do possível, estejam na
direção preferencial do movimento da ferramenta.
Neste trabalho, apenas estes elementos (punção e matriz) serão apresentados,
deixando-se de lado outros elementos do estampo, como por exemplo: espigas,
colunas, prensa chapas, etc.
2.5.1 Punção
Para se furar uma peça é necessário que o punção faça uma pressão maior
que a resistência do material da chapa. Esta pressão vai depender: da espessura do
material, do perímetro a ser cortado, da resistência do material, da afiação do
punção e da matriz e da folga entre o punção e matriz.
A Força de Corte (Fc) pode ser aproximada pela fórmula a seguir:
Fc P e c
* *
τ
Eq. 2.1
onde:
P é o perímetro de corte;
e é a espessura máxima do material;
τ
c
é a tensão de cisalhamento do material
Nos casos em que a prensa não tem capacidade para cortar a chapa, existe a
possibilidade de uso de punções escalonados, pois estes reduzem a força requerida.
Esta modificação na forma da ferramenta tem apenas um inconveniente, o retalho
não poderá ser reaproveitado devido ao punção não se apoiar totalmente na
superfície da peça e o cavaco sair totalmente deformado (Boyer, 2002). Na Figura
46
2.13, mostra-se as quatro principais geometrias de um punção e a força de corte
teórica requerida.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 2.13– Geometria da Ponta: (a) Punção Reto, (b) Punção escalonado,
(c)Punção Côncavo e (d) Punção Convexo (Brito, 2004).
Existem diversas formas, de dimensionamento de punção, utilizadas pelas
indústrias, pois a forma do corte depende da forma do punção, e esta por sua vez
depende do tipo do corte e do tipo da prensa. Para estes cálculos são considerados:
a força de corte e a força de extração.
Outro cálculo importante para o punção é a carga de flambagem, que é o valor
da carga axial para a qual a forma reta deixa de ser estável.
O punção é um componente mecânico sujeito à condição severa de serviço,
por isso é necessário melhorar suas propriedades mecânicas. O método utilizado
para isto é o tratamento térmico.
47
Em punções e matrizes para estampagem de chapas de aço, é necessária uma
boa tenacidade, para que o punção, p.ex., não quebre em trabalho, e, ao mesmo
tempo, a resistência mecânica deve ser elevada, para que as bordas cortantes não
percam o fio de corte com pouco tempo de uso. Resistência ao desgaste, não é, a
priori, objetivo do tratamento térmico de têmpera, uma vez que, sendo o desgaste
um fenômeno de superfície, é assunto para a Engenharia de Superfícies, com
revestimentos e/ou tratamentos superficiais.
Por outro lado, para moldes e matrizes, o tratamento térmico deve ser tal que
estenda seu efeito por toda a massa da ferramenta, ou seja, as diferenças de
propriedades entre superfície e núcleo devem resultar as menores possíveis. Sendo
o tratamento térmico um processo, fundamentalmente, de modificações
microestruturais, isso significa que a microestrutura resultante deve ser a mais
homogênea possível, entre a superfície da ferramenta e o núcleo.
Pode-se dizer que via tratamento térmico é possível conferir alta tenacidade ao
aço ou alta dureza. No caso específico do aço AISI D2, recomenda-se utilizar ciclos
de tratamento térmico que confiram elevada tenacidade ao aço.
Combinar a necessidade de conciliar propriedades mecânicas, a priori,
antagônicas como Tenacidade e Resistência Mecânica, com o imperativo de
manter as menores diferenças possíveis entre o núcleo e a superfície, não é uma
tarefa simples. Para que tais objetivos sejam atingidos, é imprescindível que
superfície e núcleo atinjam as temperaturas projetadas para o tratamento térmico,
e, mais importante, que fiquem por tempo suficiente para que as transformações
ocorram.
Na prática, o núcleo sempre “esquenta” mais lentamente que a superfície no
aquecimento, e “resfria” mais lentamente no resfriamento, ou seja, sempre haverá
diferenças microestruturais num processo de tempera na prática. Assim, como
requisito fundamental para o bom tratamento térmico, podemos eleger um conjunto
ciclo X equipamento X controles que permita reduzir a um mínimo possível as
diferenças entre superfície e núcleo, garantindo que ambos atinjam as
temperaturas necessárias e também, que fiquem pelo tempo necessário.
48
Observe-se que a prática de super dimensionar os tempos do ciclo de
tratamento térmico, visando equilibrar as temperaturas de núcleo e superfície, é
temerária e perigosa, pois tempos excessivos podem causar crescimento no
tamanho de grão resultante, com conseqüente fragilização do aço
2.5.2 Matriz
A matriz traz a forma exata do produto a ser produzido, e é o elemento que
mais sofre o esforço de cisalhamento ao cortar a peça indicada (Brito, 2004). Na
confecção deste elemento deve ser considerado: o ângulo de escape, a espessura,
o perfil a ser cortado e a folga entre punção e matriz. O material a ser usado, deve
ter as seguintes características:
- Alta dureza à temperatura ambiente;
- Alta resistência ao desgaste;
- Temperabilidade satisfatória;
- Tenacidade apreciável;
- Alta resistência mecânica.
O ângulo de escape é muito importante, pois facilita a saída das peças
cortadas, evita o acúmulo de retalhos ou peças na matriz e evita a deformação na
peça no ato de cortar. Na figura 2.14, observa-se o problema de acúmulo de peças
na matriz.
Figura 2.14 – Matriz sem ângulo de escape. (Brito, 2004)
49
Um estampo pode produzir de vinte mil a trinta mil peças sem necessidade de
retificação. Como normalmente é possível realizar até quarenta retificações, o
número de peças produzidas pode chegar a um milhão (Filho et al, 1991).
2.6 Atrito no Puncionamento
Denomina-se “atrito por contato” ao mecanismo pelo qual se desenvolvem
forças na superfície de dois corpos em contato, que se traduzem numa resistência
ao deslizamento de um corpo sobre o outro. Ainda que estas forças que se
desenvolvem durante o processo de deslizamento se encontrem sempre presentes,
quaisquer que sejam os materiais em contato, os mecanismos físico-químicos
responsáveis por elas parecem depender da natureza de tais materiais.
A causa fundamental das forças de atrito entre superfícies metálicas parece
residir em forças de atração (chamadas forças de adesão) entre as pequenas
regiões em contato das superfícies deslizantes. Estas superfícies apresentam
irregularidades miscroscópicas que chegam a constituir uma solda no estado sólido,
devido a uma deformação plástica localizada. As forças de atrito parecem ter sua
origem na resistência ao cisalhamento destas uniões. Estas forças podem também
originar-se como resultado de um processo de sulcamento que as saliências do
metal mais duro realizam sobre a superfície do metal mais macio (Hutchings,1992).
Na conformação mecânica dos metais, o atrito está presente em todos os
processos, sendo, geralmente, considerado nocivo. Entre os aspectos relevantes, da
conformação mecânica, mais diretamente ligados ao atrito, pode-se assinalar:
• Alteração, geralmente desfavorável, dos estados de tensão necessários para
a deformação;
• Produção de fluxos irregulares de metal durante o processo de conformação;
• Aparecimento de tensões residuais no produto;
• Influência sobre a qualidade superficial dos produtos;
• Elevação da temperatura do material a níveis capazes de comprometer as
propriedades mecânicas;
• Aumento do desgaste de ferramentas.
50
• Aumento do consumo de energia necessária à deformação.
Apesar destes aspectos desfavoráveis, processos, como o de laminação,
dependem da existência do atrito, pois, são estas forças que produzem a mordida e
o arrastamento do material através dos cilindros de laminação.
O estudo do contato e atrito, e seus mecanismos, é fundamental para o
entendimento dos diversos processos de desgaste. Neste trabalho será revisado o
atrito sem lubrificação.
2.7 Processos de revestimento com filmes finos para ferramentas de
Puncionamento
A demanda por componentes mais resistentes ao desgaste e a corrosão tem
promovido um interesse crescente pela engenharia de superfícies, que desenvolve
processos alternativos de melhoria nas propriedades tribológicas e triboquímicas. A
rota tradicional buscava o desenvolvimento de novos aços e novas ligas (Pinedo,
2004).
Entretanto, o custo e o tempo associados a estes desenvolvimentos tornam-se
muitas vezes proibitivos. Atualmente, os processos de nitretação sob plasma, os
revestimentos de Deposição Física a Vapor ou Physical Vapor Deposition (PVD)
assistidos por plasma, ou a conjugação desses processos na geração de superfícies
dúplex apontam para novos parâmetros de desempenho e possibilidades de
aplicação. O setor de fabricação de ferramentas é o usuário mais antigo e tradicional
dos processos de modificação superficial, visto que ferramentas de conformação,
injeção ou corte, estão sujeitas a desgaste e corrosão intensos, dependendo do
processo e meio em que trabalham. Outros setores como o de componentes
automotivos (aços carbono ou média liga) ou o de biomateriais (aços inoxidáveis e
ligas especiais) ainda não se firmaram como grandes consumidores da engenharia
de superfície, mas se encontram em intensa atividade de pesquisa (Pinedo, 2004).
51
2.7.1 Deposição Física a Vapor - PVD
PVD é uma sigla que significa Physical Vapour Deposition.
No português poderíamos traduzir para Deposição Física de Vapor. Trata-se de um
processo descoberto acidentalmente por Faraday, que observou a deposição de
partículas na superfície interna de bulbos de lâmpadas incandescentes oriundas da
explosão do filamento. No PVD, mecanismos físicos fazem os átomos da fonte
entrar na fase gasosa e há uma ausência geral de reações químicas na fase gasosa
e na superfície do substrato. Os dois tipos básicos de PVD são a evaporação (e.g.
com fontes aquecidas por resistência, por electron-beam) e a erosão catódica, ou
sputtering (e.g. corrente DC, rf-Magnetron) (Suski, 2004). Além do interesse
científico no fenômeno da evaporação, a produção de filmes finos por PVD encontra
aplicações principalmente na produção industrial de componentes óticos (como
espelhos, divisores de feixe e revestimentos antirefletores), na microeletrônica e no
magnetismo. A partir disso diversos pesquisadores desenvolveram um processo de
deposição em vácuo onde, primeiramente, um material é transformado em vapor,
então é transportado nessa fase e por último é depositado na superfície de um
substrato (Navinsek et al, 2000).
Este processo permite depositar uma infinidade de metais puros e ligas (como
ouro, cromo, etc.) bem como uma série de nitretos e outros compostos. Com o
avanço da pesquisa foi desenvolvido o chamado “ion plating”, técnica inicialmente
utilizada na Europa, introduzindo diversos benefícios ao processo de PVD: melhor
adesão, controle da estrutura do filme, deposição em temperaturas baixas, assim
como deposição de ligas, multi-camadas, nanocamadas e camadas com gradiente
de composição (Navinsek et al, 2000). Pode-se citar como vantagens do PVD:
aumento de vida útil de ferramentas, minimização de paradas de máquina,
diminuição de custos de manutenção, ganhos de produtividade, melhor acabamento
do produto e diminuição ou eliminação de fluidos refrigerantes (Yoshida, 2003).
Algumas propriedades são melhoradas, como a elevada dureza superficial -
chegando a 5 vezes a do aço rápido temperado - o baixo coeficiente de atrito, a alta
estabilidade química e térmica (Yoshida, 2003).
52
A maior vantagem do PVD sobre o CVD (Chemical Vapour Deposition) é que a
espessura alcançada não interfere na afiação da ponta das ferramentas (Adonias,
2003). Por isso o CVD não é considerado um bom processo para revestimento de
punções. Em geral o PVD é um processo no qual um componente metálico reativo
em estado sólido, por exemplo o Titânio, substitui o meio gasoso de reação do CVD,
como pode ser observado na Figura 2.15.
Figura 2.15 - Descarga no “magnetron” – Magnetron (1), alvo de Ti (2), descarga (3),
átomos do alvo (4), peças a serem revestidas (5) e íons de argônio (6) (Alves, 1996).
2.7.2 Deposição Química de Vapor – CVD
A técnica de Deposição Química a Vapor ou Chemical Vapor Deposition (CVD)
teve sua origem na idade média, desde que se considere a vitrificação de cerâmica
ou porcelana como uma forma primitiva de CVD. Entretanto, as primeiras
experiências no uso de CVD para a deposição de materiais duros no aço foram
realizadas em 1953/54 por Munster e Ruppel na Alemanha (Brink, 1998).
A Deposição Química de Vapor pode ser definida como um método de síntese,
na qual os constituintes da fase vapor, reagem para formar uma camada sólida em
uma superfície. Portanto, o conhecimento do tipo de reação química e a sua
53
extensão são essenciais para o processo CVD. Além disso, os efeitos das diversas
variáveis do processo tais como temperatura, pressão, concentração e fluxos,
devem ser considerados (Brink, 1998).
As reações químicas nos sistemas CVD (Zeilmann, 1997) ocorrem em reatores
de baixa pressão, onde a difusão de um gás inerte é inversamente proporcional à
pressão. Então, como a pressão utilizada é menor que a pressão atmosférica (de
760 Torr para 0,5-1 Torr), a difusão é facilitada e o efeito real é um aumento da
transferência da fase gasosa dos reatantes para, e, por produtos da superfície e o
determinativo da velocidade é a reação na superfície. Os resultados são uma
camada bem aderente, com boa uniformidade, boa homogeneidade estrutural e boa
cobertura. Uma variação no processo leva a melhorar a preparação da superfície “in
situ” por um plasma usando a peça com potencial negativo. Então, a peça aquecida
é adicionalmente limpa por desintegração catódica. Esta variação do processo
aumenta também a força de lançamento ou a capacidade para depositar
uniformemente nos contornos e áreas reentrantes (Suski, 2004).
2.8 Métodos de Caracterização da Adesão dos Revestimentos
A ampla utilização de filmes finos para utilizações industriais iniciou uma
corrida em direção ao estudo das propriedades mecânicas destes revestimentos.
Atualmente, existem muitas opções de obtenção de filmes finos, dos mais
variados compostos, assim como um campo muito grande para a sua utilização
dentro da indústria. O que se busca com a utilização de um revestimento, em via de
regra, é o aumento da vida útil de um componente submetido a desgaste severo.
Para tanto, a dureza foi a propriedade desejada no desenvolvimento tecnológico
dos revestimentos em filmes finos. Porém, mais recentemente pode-se dizer que
outras propriedades são requeridas, tais como: manutenção da dureza em altas
temperaturas, resistência à corrosão, resistência à oxidação, resistência a
tribooxidação e redução do coeficiente de atrito (Campos, 1999).
Dentro do campo de ensaios mecânicos buscou-se aprimorar o conhecimento
sobre as propriedades destes revestimentos, e uma das principais foi a de adesão
54
sobre o substrato. Esta característica pode fornecer informações valiosas sobre o
comportamento que o revestimento poderá ter em determinada utilização.
Muitos ensaios foram desenvolvidos para esta tarefa. Estes foram divididos em
duas categorias (Brotzen, 1992):
(a) Testes Mecânicos: o filme é removido do substrato através de aplicação
mecânica de uma força;
(b) Testes Eletrostáticos: o filme é submetido a um campo eletrostático.
Um dos testes mais utilizados para o estudo da adesão é o Teste de
Riscamento (Scratch Test), pois é um teste mecânico não muito complexo.
2.8.1 Teste de Riscamento (Scratch Test)
Este tipo de ensaio utiliza-se da dureza dos materiais. A observação que uma
relação mínima entre durezas é necessária para que um material risque outro
proporcionou a base física para a escala de dureza desenvolvida pelo metalurgista
austríaco Mohs em 1824. Mohs atribuiu números inteiros para definir a dureza de
uma seqüência de dez minerais, de acordo com qual material é capaz de riscar o
próximo, sendo o talco o mais mole e o diamante o mais duro (Hutchings, 1992).
No Teste de Riscamento, uma agulha com uma carga, aplicada verticalmente,
percorre a superfície do filme, conforme a Figura 2.16. Esta operação é repetida com
o incremento da carga até o filme se separar do substrato. A carga crítica que causa
a separação é considerada ser representativa da força de adesão. Geralmente, é
muito difícil observar a carga exata, com a qual ocorre a separação, como resultado,
um número de refinamento, como a emissão acústica e microscópica, foram
introduzidos para melhorar a sensibilidade do ensaio. Estudos têm mostrado que
certos fatores, principalmente a relação de cargas, a velocidade de riscamento, a
geometria da agulha e a espessura do filme afetam os resultados destes testes
(Brotzen, 1992).
Usualmente, um penetrador Rockwell B risca a superfície de uma amostra sob
investigação, aplicando certa carga e velocidade. Freqüentemente, a carga é
progressivamente aumentada durante o teste. Os diferentes tipos de falhas
55
ocorrendo são conectadas a cargas críticas obtidas por inspeção visual da amostra
riscada. Entretanto, também as dimensões da pista de riscamento e a força de atrito,
necessária para mover a agulha, podem ser usadas para caracterizar a amostra
(Kamminga et al, 2004).
Figura 2.16 - Esquema do Teste de Riscamento (Brotzen, 1992)
2.8.2 Teste de Indentação
A técnica de indentação é largamente utilizada para a determinação de
propriedades mecânicas de filmes finos. A razão para isso se dá principalmente
pela relativa simplicidade na qual os resultados podem ser reproduzidos (Brotzen,
1992). Quando a técnica do indentador é empregada, um aumento de carga é
aplicado sobre um indentador de dureza que por sua vez fará pressão sobre a
superfície onde está o filme, conforme a Figura 2.17. O filme será deformado,
primeiro elasticamente e então plasticamente. Após a remoção gradual da carga, a
deformação elástica é recuperada, sendo gerado um gráfico de força x profundidade
de penetração, que fornecerá informações sobre a dureza, elasticidade e
desplacamento do filme depositado na superfície (Brotzen, 1992).
carga
punção
revestimento
substrato
56
Figura 2.17 – Indentador Cônico Sendo Aplicado em Revestimento (Brotzen, 1992).
A dureza do material pode ser encontrada dividindo a força de indenteação
pela área de contato em cada ponto da curva. Isto permite a medição da dureza em
função da profundidade de penetração. Se a carga permanecer constante, a agulha
continuará penetrando até o desplacamento do filme. Isto permitirá o estudo do
filme depositado (Nix, 1988).
2.8.2.1 Indentação Rockwell C Para Controle de Qualidade de Filmes
Depositados
A indentação Rockwell C é o teste descrito pela Norma VDI (por exemplo: VDI
3198 e 3824) para a determinação da qualidade de filmes depositados por teste
destrutivo (VDI 3198, 1991). O princípio do teste está mostrado na Figura 2.18,
onde os aspectos HF1, HF2, HF3 e HF4 são considerados aceitáveis, ao passo
que, os aspectos HF5 e HF6 são considerados reprovados. Um indentador cônico
de diamante penetra na superfície do material revestido. Ele provoca uma
deformação plástica e fratura do revestimento. O ideal é que a espessura do
material seja no mínimo 10 vezes maior que a profundidade de penetração. O tipo e
o volume da falha do filme mostra a adesão e a fragilidade do revestimento. O filme
poderá ser examinado adequadamente por microscópio óptico, porém será mais
efetivo se analisado com microscópio eletrônico de varredura (Vidakis et al, 1997). A
geometria do contato, em combinação com a intensa transferência de carga, induz
uma tensão de cisalhamento muito forte na interface (Vidakis et al, 1997).
Vidakis (2003) estudou o uso do teste de indenteação na caracterização de
adesão de filmes de TiN, num substrato de aço cementado, com a análise de
57
microscópios óptico e eletrônico de varredura. Ele conseguiu identificar o
mecanismo de delaminação num comportamento tipicamente frágil, conforme
Figura 2.19, nos dois tipos de microscópios.
Figura 2.18 – Padrão de Aceitação Para Ensaio Rockwell C (VDI 3198, 1991)
Figura 2.19 – Indenteação Rockwell C em Camada de TiN (Vidakis, 2003)
58
3 MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 Delineamento dos Experimentos
O desenvolvimento do trabalho foi dividido em duas etapas: pré-testes e teste
final. O objetivo dos pré-testes foi estabelecer valores ideais para as variáveis folga
punção-matriz e definir as geometrias de ponta do punção. Assim, os melhores
valores serão cruzados para um teste de longa duração. Portanto, foram dois pré-
testes que serviram de apoio para o teste final. No primeiro foram testadas três
folgas punção-matriz, e, no segundo foram analisados furos e retalhos gerados por
três geometrias diferentes de punções.
Com estes dados o teste final pôde ser planejado já com as variáveis mais
significativas definidas. As variáveis: velocidade do punção e carga da máquina
permaneceram constante devido a regulagem do equipamento. Os testes foram
executados sem lubrificação, devido ao processo de fabricação utilizado dispensar
esta variável. A lubrificação é uma variável em equipamentos que possuem alta
velocidade de corte.
3.1.1 Método Para Determinação da Folga Punção-Matriz e Geometria de Ponta
dos Punções (Pré-Testes)
A primeira etapa do estudo teve como objetivos a determinação da folga
punção-matriz que gerasse a maior vida útil do punção e a determinação das
geometrias de ponta dos punções que seriam utilizados no teste de longa duração.
Os punções são utilizados na furação de longarinas de caminhão na empresa Dana
Indústria Ltda, localizada na cidade de Osasco-SP.
Para o estudo da folga punção-matriz foram selecionados punções com ponta
reta de 15,9mm de diâmetro fabricados em aço AISI D2, polidos, temperados e
revenidos, conforme Figura 3.1.
Para o estudo das geometrias de ponta de punção, foram selecionados
punções com ponta côncava, convexa e reta com guia de 15,9mm de diâmetro
fabricados em aço AISI D2, polidos, temperados e revenidos, conforme Figura 3.2.
59
Figura 3.1 – Punção de Aço AISI D2
Figura 3.2 – Vista Frontal das Geometrias de Ponta de Punção. (a) Côncava, (b)
Convexa e (c) Reta com guia de penetração
Os produtos fabricados com estes punções são longarinas de caminhão de aço
LNE600. Todos os testes foram realizados em condições reais de produção. Para
estes testes foram usados os seguintes equipamentos: uma máquina puncionadeira
de Controle Numérico Computadorizado (CNC). Na Figura 3.3 está a máquina CNC.
Figura 3.3 – Máquina Puncionadeira CNC
Os conjuntos punções-matrizes com diferentes folgas foram colocados
diretamente na produção. Antes do final da vida útil de cada conjunto, determinada
pela diferença entre diâmetros, circularidade ou nível de ruído, uma chapa-teste foi
a)
b)
c)
15mm
60
retirada para a medição da região de fratura do último furo puncionado. As folgas
punção-matriz antes envolvidas, em condições normais de produção, eram de 20%.
Partiu-se para a solução de redução da folga, assumindo-se o risco de quebra do
punção (Faria & Beltrão, 2004).
Chiaverini (1976) propôs um gráfico para a determinação da folga ideal (Figura
2.10, capítulo 2 item 2.4.4). A curva correspondente ao aço carbono cruza a linha de
espessura de 7mm em aproximadamente 1,1mm de diferença entre os diâmetros do
punção e da matriz. Isto é equivalente a 15% da folga punção-matriz. As novas
folgas foram selecionadas utilizando este gráfico, como base para aproximação, e a
partir disso, houve o experimento para atingir a menor folga possível. A folga
punção-matriz proposta foi de 10%, assumindo-se o risco de quebras, pois a
indicada pela literatura é de 15%. A principal característica verificada foi o tamanho
da região de fratura em relação à região de corte (Faria & Beltrão, 2004). Com o
número excessivo de quebras, aumentou-se para 12%.
Os punções com pontas côncava, convexa e reta foram colocados diretamente
na produção. Uma chapa-teste, com o décimo furo realizado, foi retirada para
análise da região de corte do furo puncionado. As chapas-teste foram cortadas
numa máquina serra-disco para facilitar a medição feita com um paquímetro digital
marca Mitutoyo. A ponta reta com guia de penetração é uma solução sugerida por
fabricante de prensas puncionadeiras e a mais utilizada na indústria. Sua principal
vantagem é a garantia do alinhamento punção-matriz, porém necessita de folgas
maiores e gera uma força de corte maior. A ponta côncava tem como benefício
esperado uma deformação gerada no furo menor, porém uma vida útil bem menor. A
ponta convexa precisa de uma menor força de corte e tem maior durabilidade (Brito,
2004).
3.1.2 Método do Teste Final
De posse das informações dos pré-testes, foram selecionadas as
configurações dos punções para o teste final. A folga punção-matriz selecionada foi
a de 12% por deixar o punção com boa vida útil e gerar uma área de fratura no furo
menor que a gerada pela folga de 20%. As geometrias de ponta de punção serão a
côncava e a convexa, por terem demonstrado resultados semelhantes ou melhores à
61
ponta reta. Para a garantia do tipo de aço utilizado na fabricação dos punções (AISI
D2) e das chapas utilizadas nos testes (LNE600), duas amostras foram analisadas
com três queimas cada uma. Usou-se a análise química quantitativa com o uso de
um espectrômetro de emissão ótica da marca EspectroLab.
O punção de diâmetro 15,9mm foi o selecionado por ser o mais utilizado na
produção de longarinas de caminhão da empresa Dana Indústrias Ltda, onde os
testes foram feitos. Atualmente, esta empresa utiliza folga punção-matriz de 20% e
punção com ponta reta, o que gera uma vida útil média de 18.000 furos para este
punção especificamente. Para o teste final, quatro conjuntos de ferramentas
(punção-matriz) foram construídos. Todas foram fabricadas utilizando o aço AISI D2,
cuja composição foi medida e é mostrada na Tabela 3.1. A divisão ficou a seguinte:
um punção de diâmetro 15,9mm com ponta côncava (P3), um punção de diâmetro
15,9mm com ponta côncava e revestido de TiN (P1), um punção de diâmetro
15,9mm com ponta convexa (P4) e o último punção com diâmetro 15,9mm com
ponta convexa e revestimento de TiN (P2), conforme Figura 3.4 e Tabela 3.2. O
equipamento utilizado para a furação foi uma puncionadeira de Controle Numérico
Computadorizado (CNC), marca Beauty com capacidade de 50 toneladas. A
regulagem, do equipamento, usada para o teste foi estabelecida de acordo com a
regulagem normal de produção, como segue:
- velocidade de puncionamento de 1,5 m.min
-1
;
- força de puncionamento de 30 toneladas;
- sem lubrificação.
Tabela 3.1 – Análise Química do Aço AISI D2
C Si Mn Cr Mo Ni V Cu
1,57% 0,23% 0,29% 11,1% 0,74% 0,25% 0,77% 0,12%
62
Figura 3.4 – Punções utilizados no teste final. (a) Ponta Côncava sem revestimento
P3, (b) Ponta Côncava com revestimento de TiN, P1, (c) Ponta Convexa sem
revestimento, P4 e (d) Ponta Convexa com revestimento de TiN, P2.
Tabela 3.2 – Configuração dos Punções Para o Teste Final
Geometria da
Ponta
Tratamento
Térmico
Revestimento
PVD
Quantidade Designação
Côncava
(Polido)
Têmpera e
Revenimento
-
1 P3
Côncava
(Polido)
Têmpera e
Revenimento
TiN 1 P1
Convexa
(Polido)
Têmpera e
Revenimento
-
1 P4
Convexa
(Polido)
Têmpera e
Revenimento
TiN 1 P2
O ângulo da ponta dos punções côncavos e convexos foi escolhido depois da
análise de alguns estudos. Travis (1974) investigou a furação em chapas grossas
com punções convexos com 10º de ponta. A conclusão foi que o acabamento do
furo ficou ruim devido à frande região de fratura gerada, sendo que os melhores
a) b)
c)
d)
63
resultados foram obtidos com ângulos punção-matriz de 10-15°. A concavidade e
também a convexidade da ponta foram objetivos de estudo de Singh et al (1984), e
seus resultados indicam que a deformação radial dos furos tem valor mínimo numa
faixa de 17-22º de ângulo da ponta do punção, porém a vida do punção é menor do
que para ângulos mais baixos. O valor escolhido foi o de 12º, pois a intenção é
analisar não somente a deformação dos furos gerados como também avaliar a vida
das ferramentas.
Um exemplo de corpo-de-prova retirado durante o processo produtivo é
mostrado na Figura 3.5. O material é o aço LNE600 cuja composição medida é
mostrada na Tabela 3.3. A cada mil furos a chapa era furada pelos punções em
teste, no caso com revestimento de TiN (R) e sem o revestimento (SR).
Figura 3.5 – Exemplo de Amostra de Furos (a cada mil furos a chapa foi furada com
os punções P2 –R e P4 - SR)
Tabela 3.3 – Análise Química do Aço LNE600
C Si Mn Cr Al Nb Ti V
0,10% 0,24% 1,44% 0,02% 0,03% 0,05% 0,06% 0,04%
64
3.2 Critérios de Vida Útil dos Punções
Os critérios de vida útil utilizados foram os seguintes: o diâmetro mínimo do
furo estampado ser menor que 15,9mm em mais que 0,2mm, a deformação do furo
(diferença entre o maior e menor diâmetro) ser maior que 0,3mm e finalmente, a
excentricidade ser maior que 0,3mm. Se nenhum destes forem observados, o nível
de ruído gerado na área de trabalho será utilizado, por questões de segurança. Este
critério não foi medido, os operadores determinavam a intensidade do ruído no qual
o punção deveria ser retirado da produção.
3.3 Medição da Área de Fratura
O objetivo da medição da região de fratura do furo é verificar o percentual da
área do furo que sofreu fratura, gerando uma superfície irregular (Chen e Keller,
1992). A região de corte é uma característica que indica a boa qualidade do furo, ao
passo que a região de fratura, por ser uma área irregular, indica uma qualidade ruim.
Para esta medição foi utilizado um paquímetro digital marca Mitutoyo após as
amostras serem cortadas, com o auxílio de uma lupa de bancada para facilitar a
visualização do início e fim da região de fratura. Na Figura 3.6 é mostrada a forma
de medição da região de fratura do furo.
Figura 3.6 – Medição da Região de Fratura
3.4 Tratamento Térmico dos Punções e das Matrizes
Para o tratamento térmico dos punções e matrizes foi utilizado um forno de
atmosfera controlada. As peças foram posicionadas no forno em temperatura
ambiente, a velocidade de aquecimento foi de 250°C/h. Um patamar de
homogeneização a 600°C e tempo de permanência de 1h foi utilizado para garantir a
65
temperatura em toda a microestrutura. Depois foi feita a austenitização à 1150ºC
com tempo de encharque de 15min, para garantir a completa modificação da
estrutura do aço. O resfriamento foi realizado ao ar, sendo que as peças ao
atingirem 60ºC foram imediatamente revenidas para o alívio de tensões. A
temperatura de revenimento foi de 550ºC por um tempo de 45min, seguido de
resfriamento ao ar.
3.5 Dureza dos Punções
Os ensaios de dureza foram realizados através de medições de dureza
Rockwell C em um durômetro Officine Galileo, carga de 150 kgf, diretamente sobre
a superfície externa dos punções. Foram realizadas três medições de dureza para
cada um dos punções analisados. Esta medição ocorreu antes da aplicação do
revestimento de TiN.
Cada punção utilizado nos testes foi medido três vezes quanto à dureza, sendo
o valor obtido de 58 ± 2 HRC.
3.6 Rugosidade dos Punções
A rugosidade foi analisada através de um rugosímetro de bancada marca
Perthen – Modelo S8P, apalpador mecânico com raio de ponta de 10µm sem patim
(modelo FRW 7So), filtro digital do tipo gaussiano e cut-off (c) segundo norma DIN
4768. O sentido da medição foi a longitudinal ao eixo do punção, sendo realizadas
três medições, no mesmo ponto, em cada punção.
Esta medição ocorreu antes e após a aplicação de TiN, somente na ponta da
ferramenta.
Cada punção utilizado nos testes foi medido três vezes quanto à rugosidade
(Ra), sendo a média obtida de para todos de 0,19 ± 0,01m.
66
3.7 Revestimento com TiN dos Punções
O revestimento de TiN foi depositado pela empresa Brasimet, localizada na
cidade de São Paulo-SP, pelo processo PVD. Foi utilizado um vaporizador de feixe
de elétrons. Os punções e uma placa de amostra (dimensões 50 x 60mm), utilizada
para facilitar o teste de indentação, foram revestidos ao mesmo tempo.
Primeiramente eles passaram por uma limpeza por processo de ultra-som, após
foram montados na câmara e passaram por mais uma limpeza com gás inerte
(argônio).
Os parâmetros utilizados foram:
- Temperatura do substrato = 450°C
- tempo de deposição = 1,8 horas
- Pressão no interior da câmara = 18 x 10
-4
mbar
- Mistura gasosa = 50 % C
2
H
2
+ 50 % N
2
- Fluxo de entrada = 200 cm
3
/min
- Corrente de arco = 180 A.
3.8 Teste de Indentação e Espessura do Revestimento
O teste de indentação foi executado no laboratório da Empresa Brasimet, em
um identador Rockwell C, com a finalidade de avaliar a adesão da camada de TiN
ao substrato de aço AISI D2, conforme norma VDI 3198. Foi usado um durômetro
com penetrador cônico com ponta de diamante Rockwell de 0,2mm de raio. A carga
utilizada foi a de 150Kg. As imagens foram obtidas por um microscópio óptico
modelo 84342 – Neomet Union. Este mesmo microscópio foi usado para avaliar a
espessura do revestimento de TiN após o corte da amostra. O software Onimet foi
usado para a medição da espessura do revestimento.
O objetivo deste teste é a caracterização da adesão da camada do filme de TiN
ao substrato de aço AISI D2. Assim, os estudos subseqüentes relativos a camada de
TiN poderão ser validados. Na Figura 3.7 está a fotografia do teste de indenteação
Rockwell C, carga de 150 kgf, com magnitude de 50 vezes de uma amostra
revestida junto com os punções côncavo e convexo. Pode-se observar o acúmulo de
67
revestimento de um lado da impressão, o que ocasionou um desplacamento. No
Capítulo 2, item 2.8.2 foi apresentado o padrão da norma VDI 3198 e
comparativamente o resultado encontrado pode ser considerado nível HF4, ou seja,
pelo critério de aceitação da norma é aceitável. Na Figura 3.8 é mostrado a secção
transversal de uma amostra cortada para a visualização da espessura do
revestimento de TiN, o valor da espessura ficou baixo, cerca de 1m.
Figura 3.7 – Identação Rockwell C da amostra com revestimento de TiN aplicado por
PVD. Aumento de 50x.
Figura 3.8 – Espessura do Revestimento de TiN. Aumento de 800x.
0,5 mm
0,1 mm
Desplacamento
68
3.9 Diferença de Diâmetro Máximo-Mínimo e Diâmetro Mínimo dos Furos
O diâmetro mínimo e a diferença de diâmetros máximo e mínimo foram
medidos por um braço tridimensional portátil marca Romer, modelo ARM100 série
712, o objetivo é a medição da qualidade gerada nos furos.
3.10 Microdureza
Os corpos-de-prova com os furos puncionados, assim como os retalhos, foram
cortados transversalmente para a verificação da variação de microdureza Vickers
(HV), imposta pela penetração do punção na matéria-prima (encruamento). Antes
das medidas um corte com 3mm de profundidade foi feito. As medidas foram feitas a
cada mil furos a partir da borda de penetração do punção em direção ao material da
chapa, conforme indicação na Figura 3.9. A medição da microdureza Vickers (HV) foi
realizada por um aparelho marca Mitutoyo, modelo microdurômetro MVK-G2,
utilizando carga de 1Kg.
Figura 3.9 – Esquema da Medição de Microdureza
3.11 Deformação Plástica
Nas operações de puncionamento, o primeiro passo no processo de corte é a
compressão da peça de trabalho pelo punção para produzir a deformação de parte
da superfície. Se a deformação é muito grande, a qualidade do furo pode não ser
aceitável. A deformação plástica foi obtida através da medição da região de
deformação dos furos puncionados (região arrendondada na borda de penetração).
A medição foi feita com paquímetro digital manual marca Mitutoyo após o corte
3mm
Sentido da medição
69
transversal dos corpos-de-prova, com auxílio de uma lupa de bancada para facilitar a
visualização do início e do final da região de deformação, conforme Figura 3.10. O
mesmo processo de medição foi usado para outro tipo de deformação plástica, a
rebarba formada na borda de penetração dos retalhos.
Figura 3.10 – Esquema da Medição da Região de Deformação
3.12 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)
Imagens de MEV foram obtidas por um microscópio da marca Zeiss modelo
SEM 725, DSM 940 A, com microsonda eletrônica (EDX) marca Gresham modelo
Sirius10, Detector: SE – secundare electron detector e Detector: BSE – backscater
electron detector. O objetivo é a análise do desgaste das pontas dos punções,
caracterização das amostras (furos e retalhos), através da análise das regiões de
corte, e estudo de fraturas, que ocorreram durante os testes de longa duração para
os punções convexos. As pontas fraturadas dos punções côncavos foram analisadas
com tensão de aceleração de 20 KV, distância de trabalho de 12 mm e corrente
Absorvida de 75 nA.
3.13 Medição da Altura de Rebarba do Retalho
A altura da rebarba do retalho foi medida por um braço tridimensional portátil
marca Romer, modelo ARM100 série 712, o objetivo é a análise de como o degaste
do punção afeta a rebarba do retalho. A medição ocorreu entre o pico da rebarba e
sua base, que fica na parte superior do retalho.
70
Os testes apresentados neste capítulo exemplificam todos os meios para se
chegar a uma conclusão quanto as variáveis no processo de puncionamento e qual
dos referidos testes é o mais indicado e orientativo para a indústria.
71
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1 Resultados e Discussões dos Pré-Testes
4.1.1 Determinação da Folga Punção-Matriz Tamanho da Região de Fratura
0
10
20
30
40
50
60
70
20 12 20
Folgas Punção-Matriz (%)
Área de Fratura do Furo
(%)
Figura 4.1 – Percentual da área de fratura do furo x folgas punção-matriz
As folgas de 10% e 12% se mostraram bem melhores, reduzindo o tamanho da
zona de fratura. A Figura 4.1 mostra o percentual da área da região de fratura dos
furos puncionados. Popat et al (1989) estudou uma folga ideal de punção-matriz por
simulação numérica. Ele mostrou que esta folga depende da tensão de fratura deste
material. O percentual de penetração do punção para a iniciação da trinca, numa
folga punção-matriz ideal, não tem grande correlação com a espessura, o trabalho a
frio, a dutilidade, etc. O valor aproximado é sempre em torno dos 30% da espessura
da chapa. Faria e Beltrão (2004) encontraram a melhor folga punção-matriz em 12%.
Para o caso de uma chapa furada de 7mm de espessura, esta folga corresponde a
27,25% da espessura da chapa.
4.1.2 Vida Útil do Punção
A maior folga (20%) se mostrou a que mais protege o punção. Mas a folga de
12% chegou próximo a 17000 batidas, se mostrando uma boa alternativa. Conforme
mostra a Figura 4.2.
10
72
Vida Útil
0
5000
10000
15000
20000
25000
20 12 10
Folgas Punção-Matriz(%)
Nº de batidas
Figura 4.2 – Vida Útil dos Punções
4.1.3 Aparência de Furos e Retalhos
Na Figura 4.3 são mostradas as fotos do furo e do retalho obtidos com cada
tipo de punção. Para o punção côncavo percebe-se uma boa região de corte no
furo, e o retalho com uma região de rebarba (visualizada somente com lente de
aumento) um pouco menor que para os outros punções. Para o punção convexo, a
região de corte também teve uma boa largura e o cavaco teve pouca rebarba. O
punção reto, com guia, gerou uma região de corte semelhante aos dos primeiros
punções, porém a rebarba foi maior.
Figura 4.3 – Fotos de furos e retalhos. (a) punção côncavo, (b) punção convexo e (c)
punção reto com guia. Aumento 3x.
a)
b)
b)
c)
c)
a)
5 mm
5 mm
5 mm
73
4.1.4 Medição da Região de Fratura de Puncionamento nos Furos
Na Figura 4.4, está a medição das regiões distintas obtidas no processo de
corte com lâminas. Observa-se uma vantagem para os punções de ponta côncava
e convexa, já que é desejável uma região de fratura menor. Provavelmente, esta
vantagem deve-se a menor força de corte requerida por este tipo de punção
(Capitulo 2, item 2.5.1).
0
10
20
30
40
50
60
70
Punção
Concavo
Punção
Convexo
Punção
Reto
Área de Fratura dos Furos (%)
Figura 4.4 – Medição do tamanho das regiões de fratura dos furos dos punções
côncavo, convexo e reto com guia.
Apesar do punção reto com guia ter mostrado um furo com boas
características de qualidade, a opção para o teste de longa duração será pelos
punções côncavo e convexo. A justificativa se dá pela ótima região de corte gerada
e pelos poucos estudos sobre estas geometrias.
Agora com a folga punção-matriz e geometrias de ponta definidas, o testes
prosseguirão com a inclusão do revestimento de
TiN
.
4.2 Resultados e Discussões do Teste Final
4.2.1 Análise da Fratura dos Punções Côncavos
Os punções côncavos não obtiveram sucesso em completar os testes. O
punção côncavo sem revestimento de
TiN
(
P3
) não ultrapassou
100
furos, ao passo
74
que o punção côncavo com revestimento de
TiN
(
P1
) não passou dos
200
furos. Os
dois fraturaram no mesmo local, sempre na conjunção das faces internas. A Figura
4.5 mostra o aspecto da fratura.
Figura 4.5 – Aspecto das Fraturas dos Punções P1 e P3
Para confirmar que a geometria da ponta poderia estar gerando um
concentrador de tensão, um terceiro punção foi testado, este côncavo e sem
revestimento de
TiN
(
P3A
). A mesma falha ocorreu, confirmando que a geometria da
ponta côncava prejudicou os testes.
A Figura 4.6 mostra trincas longitudinais e regiões de amassamento do punção
P1
. Figura 4.7 é uma ampliação mostrando a matriz martensítica e carbonetos
primários trincados do mesmo punção.
Figura 4.6 - Superfície de fratura:(1) as trincas longitudinais e (2) as regiões lisas que
representam as zonas de amassamento.
Aumento: 100 x; detector: SE. Punção P1.
(1)
(2)
75
Figura 4.7 – Fratura dos carbonetos primários, mostrando a trinca resultante da
fragilidade da fase (seta). Aumento: 2.000 x; detector: SE. Punção P1.
Na análise do punção
P3
foi observada a fadiga, isto é, a atuação cíclica de
cargas. Na Figura 4.8, pode-se ver marcas geradas pela atuação cíclica de cargas.
Figura 4.8 - Superfície de ruptura do Punção
P3
, mostrando a fratura por
cisalhamento da microestrutura. As marcas observadas indicam a atuação cíclica do
processo de furação (degraus). Aumento: 15 x; detector: SE.
76
O aço
AISI D2
é um material com baixa tenacidade, devido ao tamanho dos
carbonetos. Na Figura 4.9, podem-se observar as trincas secundárias nos
carbonetos devido à fragilidade da fase deste material.
Figura 4.9 - Fratura dos carbonetos complexos, mostrando a trinca secundária
resultante da fragilidade da fase (setas). Aumento: 2.000 x; detector: SE. Punção
P3
.
As Figuras 4.10 e 4.11 mostram as mesmas análises realizadas nos punções
P1
e
P3
para o
P3A
. Os resultados mostram a atuação da carga cíclica, a fratura da
matriz martensítica e as trincas da fase frágil (carbonetos).
Figura 4.10 - Superfície de ruptura do Punção, mostrando a fratura por cisalhamento
da microestrutura. Aumento: 15 x; detector: SE. Punção
P3A
.
77
Figura 4.11 - Detalhes da fratura dos carbonetos: trinca secundária (setas).
Aumento: 2.000 x; detector: SE. Punção
P3A
.
A fratura prematura observada nos punções côncavos foi identificada como
sendo resultante da combinação do elevado nível de tensões gerado pela geometria
da ponta do punção côncavo e a presença de carbonetos primários angulares (não
arrendondados), com tamanho de até
60
m
.
4.2.2 Medição da Diferença de Diâmetro Mínimo e Máximo (Deformação Oval) e
Diâmetro Mínimo dos Furos
O diâmetro de furos puncionados tende a diminuir com o aumento do desgaste
do punção. Para o controle desta redução, os furos estampados foram medidos. A
condição do mínimo diâmetro dos furos puncionados com o aumento do número de
batidas é mostrada na Figura 4.12. Nesta, pode-se observar que após
12.000
batidas o decréscimo de diâmetro para os punções
P2
e
P4
é de apenas
0,03mm
.
Isto mostra que o revestimento de
TiN
não influencia a taxa de desgaste até esta
vida útil. A partir do furo
12.000
o punção
P4
quebrou. Não há influencia devido às
forças axiais, pois a geometria de ponta do punção analisada é a mesma. O
mecanismo de vida útil para estes punções será outro, verificado no item 4.2.9.4.
Além disso, é visível o desgaste do revestimento do gume de corte do punção
P2
.
78
15,84
15,86
15,88
15,9
15,92
15,94
15,96
15,98
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 22
Número de furos puncionados (x1000 peças)
Diâmetro mínimo do furo puncionado (mm)
P2 - Convexo TiN
P4 - Convexo sem TiN
Figura 4.12 – Variação do diâmetro mínimo dos furos puncionados em relação ao
número de batidas, para os punções convexos com TiN e sem este revestimento.
A deformação e o desgaste das ferramentas, o desalinhamento no momento da
montagem, a instabilidade da máquina, entre outros, podem ocasionar a diferença
entre o maior e o menor diâmetro dos furos puncionados, e em casos extremos o
punção poderá atacar a matriz. A variação desta medida dos furos puncionados em
relação ao número de batidas é mostrada na Figura 4.13.
79
0
0,02
0,04
0,06
0,08
0,1
0,12
0,14
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 22
Número de furos puncionados (x1000 peças)
Diferença entre diâmetros máx. e mín. dos furos
estampados (mm)
P2 - Convexo TiN
P4 - Convexo sem TiN
Figura 4.13 – Diferença Entre o Maior e o Menor Diâmetros dos furos puncionados
em relação ao número de batidas, para os punções
P2
e
P4
.
O punção convexo com revestimento de
TiN
(
P3
) tem uma diferença de
diâmetros menor que o punção convexo sem revestimento (
P4
), porém, para os dois
punções houve o aumento da diferença com o aumento do número de batidas. Para
12.000
furos a diferença é bem pequena, apenas
0,02mm
.
O revestimento de
TiN
apresenta pouca influência para a diferença entre
diâmetros mínimos e máximos dos furos estampados.
4.2.3 Medição da Microdureza Vickers dos Furos Puncionados e dos Retalhos
A furação por puncionamento é um processo acompanhado por uma
deformação plástica na peça de trabalho. Um resultado desta deformação plástica é
o endurecimento das bordas dos furos puncionados assim como dos retalhos.
80
A variação da microdureza Vickers dos furos puncionados pelos punções
P2
e
P4
e
sua distribuição, a partir da borda cortada, em relação ao aumento do número de
furos puncionados está mostrada nas Figura 4.14 e Figura 4.15, respectivamente.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 2 3 4
Distância da borda (mm)
Microdureza Vickers (HV1)
P2 1000
P2 6000
P2 12000
P2 22000
Figura 4.14 – Variação da microdureza a partir da borda do furo cortado para o
punção convexo com revestimento de TiN (P2).
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 2 3 4
Distância da borda (mm)
Microdureza Vickers (HV1)
P4 1000
P4 6000
P4 12000
Figura 4.15 – Variação da microdureza a partir da borda do furo cortado para o
punção convexo sem revestimento de TiN (P4).
3mm
3mm
Medida da dureza
Medida da dureza
Sentido
Sentido
81
Pode-se observar que a microdureza medida para o punção convexo com
revestimento de
TiN
(
P2
) é maior do que a medida para o punção convexo sem
revestimento de
TiN
(
P4
), isto é, a microdureza medida próxima à borda cortada
apresentou valores mais altos, com queda mais rápida até o valor do material de
base (próximo aos
4mm
). Isto se justifica, principalmente, pela comparação da curva
do furo
22.000
do punção
P2
com as curvas obtidas pelo punção
P4
. Os valores são
parecidos pelo fato do revestimento de
TiN
, da ponta do punção
P2
, ter se
desgastado completamente próximo dos
22.000
furos.
A mesma análise de microdureza foi feita para os retalhos. A variação da
microdureza Vickers dos retalhos gerados pelos punções
P2
e
P4
e sua distribuição,
a partir da borda cortada, em relação ao aumento do número de furos puncionados
está nas Figura 4.16 e Figura 4.17, respectivamente.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 2 3 4
Distância da borda (mm)
Microdureza Vickers (HV1)
P2 1000
P2 6000
P2 12000
P2 22000
Figura 4.16 – Variação da microdureza a partir da borda do retalho cortado para o
punção convexo com revestimento de TiN (P2).
3mm
Medida da dureza
82
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 2 3 4
Distância da borda (mm)
Microdureza Vickers (HV1)
P4 1000
P4 6000
P4 12000
Figura 4.17 – Variação da microdureza a partir da borda do retalho cortado para o
punção convexo sem revestimento de TiN (P4).
A microdureza do núcleo dos retalhos ficou aproximadamente
15%
maior que o
núcleo do material furado. Isto representa que a geometria convexa favorece para
que a dissipação da energia seja maior nos cavacos que nas peças furadas,
diminuindo a deformação da peça desejada.
4.2.4 Medição da Deformação Plástica nas Bordas dos Furos
Nas operações de puncionamento, o primeiro passo no processo de corte é a
compressão da peça de trabalho pelo punção para produzir a deformação de parte
da superfície. Se a deformação é muito grande, a qualidade do furo pode não ser
aceitável. As variações das deformações das bordas dos furos com o aumento dos
furos puncionados para os punções convexos com e sem revestimento de
TiN
estão
mostradas na Figura 4.18.
3mm
Medida da dureza
83
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 22
Número de furos puncionados (x1000 peças)
Deformação da borda do furo (mm)
P2
P4
Figura 4.18 – Variação da deformação na borda do furo cortado para o punção
convexo com e sem revestimento de TiN (P2 e P4, respectivamente).
Para os dois punções analisados a deformação aumentou com o aumento de
furos puncionados. O punção convexo sem revestimento (
P4
) apresentou
deformações maiores que o punção convexo com revestimento de
TiN
(
P2
), porém
com uma taxa de crescimento menor. O punção
P2
teve uma taxa de aumento da
deformação da borda furada maior, devido ao desgaste que o revestimento de
TiN
sofreu, mas quando o revestimento desgastou completamente, esta taxa ficou bem
parecida com a taxa do punção
P4
. Isto mostra a influência do revestimento de TiN
para a deformação da borda do furo puncionado.
4.2.5 Análise do Corte dos Punções
Para o processo de corte por puncionamento, é de fundamental importância a
análise do aspecto do material cortado. Através desta análise é possível considerar
o comportamento das variáveis do processo, inclusive o mecanismo de desgaste.
Neste caso a variável folga já está determinada, o objeto de estudo torna-se apenas
Medida da deformação
84
a diferença entre o punção convexo sem revestimento de
TiN
e o punção com este
revestimento. Os punções côncavos não foram analisados, devido a somente os
furos
1.000
terem sido escolhidos para a análise, pois a partir deste momento já é
perceptível mecanismos de desgaste.
A Figura 4.19 mostra o aspecto do corte do furo
1.000
do punção convexo com
revestimento de
TiN
(
P2
), a medição indica que a região de corte corresponde a
aproximadamente
40%
da área do furo. A Figura 4.20 apresenta um detalhe
amplificado na região de corte onde se observa um cisalhamento continuo e
homogêneo, devido ao baixo atrito entre o punção
P2
e o material cortado.
A Figura 4.21 é da região de fratura, onde se observa um alongamento nos
grãos do material, e a Figura 4.22 é o detalhe ampliado apresentando alvéolos
alongados.
Figura 4.19 – Superfície de Corte na Chapa. 1- Região de Corte, 2- Região de
Fratura. Aumento: 12 x. Furo 1000, Punção
P2
.
1
2
85
Figura 4.20 - Região de corte. Aumento: 400 x. Furo 1000, Punção
P2
.
Figura 4.21 - Região de fratura. Aumento: 400 x. Furo 1000, Punção
P2
.
86
Figura 4.22 - Região de fratura, apresentando os alvéolos alongados. Aumento:
2.000 x. Furo 1000, Punção
P2
.
A Figura 4.23 refere-se ao furo
1.000
feito pelo punção convexo sem
revestimento (
P4
). Apesar da região de corte ser de aproximadamente
40%
da área
do furo, nota-se um desgaste mais acentuado, devido a adesão, na região de
fratura, causado pelo atrito entre o punção e o material.
A Figura 4.24 é um detalhe amplificado da região de corte do furo
1.000
, esta
foto apresenta uma região de fratura maior do material, em comparação com o furo
feito pelo punção
P2
. A Figura 4.25 é o detalhe amplificado da região de fratura do
furo
1.000
, e a Figura 4.26 é um aumento desta foto, onde nota-se o escoamento
plástico do material, porém os alvéolos são menos alongados que os alvéolos
observados na região de fratura do furo
1.000
feito com o punção
P2
.
87
Figura 4.23 - Região de corte e de fratura do material da chapa. As setas indicam o
desgaste. Aumento: 12 x. Furo 1000, Punção
P4
.
Figura 4.24 - Região de corte, com fratura do aço e marcas de adesão. Aumento:
400 x. Furo 1000, Punção
P4
.
88
Figura 4.25 - Região de fratura. Aumento: 400 x. Furo 1000, Punção
P4
.
Figura 4.26 - Região de fratura, apresentando os alvéolos menos alongados.
Aumento: 2.000 x. Furo 1000, Punção
P4
.
89
4.2.6 Mecanismo de Desgaste e Vida Útil dos Punções
Geralmente a força de corte axial é muito grande no processo de
puncionamento. Isto faz as laterais do punção se desgastar, causando o chamado
desgaste lateral. O desgaste lateral teve como mecanismo a adesão mecânica ou
soldagem de camadas de material da chapa na lateral do punção. Este mecanismo
vai aumentar progressivamente a força de atrito e pode causar micro-fraturas na
lateral do punção. Este é o típico desgaste por adesão, e a seqüência deste
mecanismo poderá levar ao desgaste abrasivo, uma vez que as camadas de
material aderidas ao punção poderão se soltar.
O que se observa nos punções
P2
e
P4
é que há adesão de fragmentos
encruados na superfície de corte (oriundos de gumes postiços) e que esse material
aderido atua como um abrasivo na superfície dos punções. Para os punções
P2
e
P4
, há somente o desgaste lateral do revestimento por abrasão (microsulcamento),
devido à adesão ou solda do material, mesmo estes se desgastando nos gumes de
corte. Portanto, a combinação de cargas cíclicas e desgaste por adesão são as
causas do desgaste lateral, o que poderá reduzir o diâmetro do furo e aumentar a
folga punção-matriz. Este processo é acentuado no punção sem revestimento de
TiN
(
P4
) devido ao maior atrito.
A principal conseqüência deste tipo de desgaste é o arredondamento do gume
de corte. O mecanismo de falha se mostra como pequenos esmagamentos que se
fragmentam e quebram a aresta de corte do punção, que é a abrasão por
microlascamento, como mostrado na Figura 4.27. A principal causa desta falha é
ciclo de cargas durante a operação de puncionamento e também a grandes
variações térmicas e como conseqüência a região de deformação do furo fica maior.
Marcas de usinagem, oriundas do processo de fabricação, podem facilitar a falha por
lascamento. Os dois punções analisados apresentaram esta falha.
90
Figura 4.27 – Adesão no gume de corte. Aumento de 40x. Punção
P2,
Furo 22.000.
Outra falha observada foi a fratura, causada pelo mecanismo de fadiga. Esta
falha ocorreu somente para o punção convexo sem revestimento de
TiN
(
P4
), muito
provavelmente causada pelo atrito.
Na Figura 4.28 é mostrada a aparência de um lascamento no punção
P4
.
Provavelmente o mecanismo atuante neste caso foi a fadiga de contato (Luo, 1999),
no qual desenvolveu-se trincas subsuperficiais.
91
Figura 4.28 – Lascamento na aresta de corte do Punção
P4
.
Em decorrência dos mecanismos de desgaste apresentados, a vida útil dos
punções com e sem revestimento de TiN variou.
A vida útil média de um punção, para este tipo de operação (furação de chapas
de
LN600
com
7mm
de espessura), fica entre
12000
e
14000
furos (dado obtido
junto à Empresa Dana Indústrias Ltda para vários diâmetros de punção). Para furos
de diâmetros maiores a vida útil pode chegar a
18.000
furos. A vida dos punções
convexos com e sem revestimento de
TiN
(
P2
e
P4
) foram as seguintes:
- Punção
P2
: 22.000 furos
- Punção
P4
: 12.000 furos
O punção
P2
alcançou os
22000
furos, um aumento considerável com relação
ao punção
P4
, o qual atingiu
12000
furos. Curiosamente, o fim da vida útil dos
punções não teve início com nenhum do três critérios mostrados no Capítulo 5
,
item
5.2 (o diâmetro mínimo do furo estampado ser menor que
15,9mm
em mais que
0,2mm
, a deformação do furo ser maior que
0,3mm
e finalmente, a excentricidade
ser maior que
0,3mm
). Geralmente, o que causa o fim da vida de um punção é o
mínimo diâmetro do furo, diminuição causada pelo desgaste lateral. O punção
P4
saiu de operação devido à fratura que ocorreu no seu gume de corte. Muito
500µm
92
provavelmente, uma micro-trinca, gerada pelo processo de fadiga, tornou-se uma
trinca catastrófica e causou a fratura da peça. O punção
P2
saiu de operação devido
ao excesso de ruído, muito provavelmente causado pelo aumento da deformação da
borda do furo e aumento da rebarba no cavaco.
Os punções côncavos não tiveram vida útil considerável, pois saíram de operação
devido a quebras.
4.2.7 Características dos Retalhos Puncionados
Os detalhes obtidos por fotografias de Microscopia Eletrônica de Varredura
(
MEV
) dos retalhos, do furo
1.000
, dos punções convexos com e sem revestimento
(
P2
e
P4
, respectivamente) podem ser vistos na Figura 4.29 e na Figura 4.30. Nota-
se que o cavaco do punção
P2
(Figura 4.29) possui uma região de corte maior que a
vista no punção
P4
, apesar da região de deformação ser parecida. Além disso,
percebe-se na região de fratura um efeito de adesão maior no retalho do punção
P4
(Figura 4.30), devido ao atrito há formação material aderido que se solta na forma de
fragmentos. Mais uma vez a camada de
TiN
mostra uma vantagem de aplicação.
Figura 4.29 - Região de fratura na superfície do retalho mais irregular. Aumento: 10x.
Detector: BSE.
Furo 1000, Punção
P4
.
93
Figura 4.30 -
Região de fratura na superfície do retalho menos irregular. Aumento:
10 x. Detector: BSE. Furo 1000, Punção
P2
.
A medição da altura da rebarba, formada no retalho, é mostrada na Figura 4.31.
Percebe-se a equiparidade de comportamento até o furo
8.000
, porém a partir deste
momento o punção convexo sem revestimento de
TiN
(
P4
) mostra um crescimento
maior que o punção convexo com revestimento com
TiN
(
P2
). Nota-se um aumento
significativo na última medição (furo
22.000
) do retalho feito pelo punção
P2
, fato
justificado pelo desgaste da camada de
TiN
no gume desta ferramenta.
94
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 22
Número de Furos Puncionados (x1000 peças)
Altura da Rebarba (mm)
P2 - Convexo com TiN
P4 - Convexo sem TiN
Figura 4.31 – Variação da altura da rebarba gerada nos cavacos x número de furos
puncionados (Punções
P2
e
P4
).
95
5 CONCLUSÕES
5.1 Conclusões dos Pré-Testes
Baseado nos resultados experimentais deste trabalho, pode-se chegar à
algumas conclusões, tais como:
- A folga punção-matriz é uma característica muito importante para a qualidade do
furo e da vida útil do punção,
- A folga punção-matriz de
12%
teve o melhor comportamento para o corte por
puncionamento de furos numa chapa de aço
LNE600
com
7mm
de espessura,
pois combinou uma boa área de região de corte com a vida útil do punção. Esta
vantagem é devido à correta propagação das trincas nesta folga (sem corte
secundário).
- As geometrias de ponta de punção côncava e convexa se mostraram boas
alternativas para a indústria, pois produziram furos com boa área de região de
corte.
5.2 Conclusões do Teste Final
- A geometria côncava falhou (trinca catastrófica) devido à concentração de
tensão induzida por este tipo de formato. Os punções côncavos não
conseguiram furar mais que
100
furos.
- A deposição de
TiN
por
PVD
foi bem sucedida para o substrato de aço
AISI D2
,
temperado e revenido e com acabamento superficial de
0,19µm
, quanto a
adesão. Porém, a espessura foi muito baixa (
1
m
).
- O revestimento de
TiN
não mostrou influência sobre o decréscimo do diâmetro
dos furos puncionados assim como na diferença entre o maior e o menor
diâmetro destes com o aumento do número de batidas.
- A microdureza Vickers das bordas ficou maior para o punção convexo com
revestimento de
TiN
. Houve uma grande variação entre as microdurezas
medidas nas amostras com o aumento do número de batidas, não sendo
96
possível especificar a influência da geometria convexa nesta variável.
- A medição de microdureza nos retalhos mostrou que a geometria convexa
dissipa menos energia na peça (furo) que no cavaco, uma vez que estas
medidas foram maiores nos retalhos do que nos furos puncionados.
- A deformação na borda do furo foi maior para o punção convexo sem
revestimento. Porém, no punção convexo com revestimento houve uma taxa de
aumento maior, devido ao desgaste do
TiN
.
- O punção convexo com revestimento de
TiN
teve como resultado um corte mais
homogêneo. Para o punção convexo sem revestimento de
TiN
houve a
ocorrência de micro-trincas devido ao maior atrito entre o punção e o material.
- Houve adesão de material no punção convexo sem revestimento de
TiN
. Para o
punção convexo com
TiN
, notou-se somente o desgaste da camada de
TiN
,
evidenciando o benefício deste tipo de recobrimento.
- Houve evidência de desgaste na face dos punções com e sem revestimento de
TiN
, porém esta foi maior no punção que não possuía o revestimento.
- Ocorreram trincas e microlascamentos nos dois punções estudados no teste
final.
- Apenas o punção convexo sem revestimento de
TiN
apresentou fratura no gume
de corte.
- O punção convexo sem revestimento de
TiN
teve vida útil de
12.000
furos,
limitada pela fratura ocorrida no gume. O punção convexo com revestimento de
TiN
teve vida útil de
22.000
furos limitada pelo ruído gerado pelo corte.
- O retalho do punção convexo sem revestimento apresentou um corte com mais
arrancamento de material e uma região de corte menor que a região gerada pelo
punção convexo com revestimento de
TiN
.
- Quanto maior o número de furos gerados pelos punções convexos com e sem
revestimento de
TiN
menor a região de corte gerada.
- Houve provas do benefício de revestimento de
TiN
para o punção de
AISI D2
.
97
6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Para trabalhos futuros as sugestões são:
- Utilização de aços
AISI M2
ou sinterizados para a fabricação dos punções, pois
têm carbonetos globulares (mais arrendodados) o que poderá deixar o punção
côncavo viável.
- Fazer duplo revenimento no processo de tratamento térmico, isto vai conferir
maior tenacidade ao aço
AISI D2
.
- Aplicação de duplo revestimento nos punções ou uma camada de nitretação a
plasma e uma de
TiN
aplicado por
PVD
.
- Verificar a possibilidade de afiação do gume de um punção com revestimento
de
TiN
aplicado por
PVD
.
- Desenvolver novos estudos em relação à geometria do punção.
- Estudos de aplicação sobre a influência da força de corte, dos ângulos
envolvidos e revestimentos na vida útil da ferramenta.
- Verificar a possibilidade da inclusão de lubrificantes na operação de
puncionamento de furos e sua influência na vida útil do punção.
- A aplicação de novos revestimentos superficiais após desgaste da primeira
camada utilizada, para talvez, ampliar ainda mais a vida útil da ferramenta.
98
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