UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESTUDO DO DESEMPENHO DE FERRAMENTAS DE AÇO-RÁPIDO NA USINAGEM CRIOGÊNICA DO AÇO ABNT 1020. Dissertação submetida à UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE como parte dos requisitos para a obtenção do grau de MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA ROBERTO FRANÇA DE OLIVEIRA ANDERSON CLAYTON ALVES DE MELO NATAL, Julho de 2015 ROBERTO FRANÇA DE OLIVEIRA ESTUDO DO DESEMPENHO DE FERRAMENTAS DE AÇO-RÁPIDO NA USINAGEM CRIOGÊNICA DO AÇO ABNT 1020 Dissertação apresentada ao Programa de Pós- graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal do Rio Grande do Norte como requisito para obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. Orientação: Prof. Dr. Anderson Clayton Alves de Melo NATAL, julho de 2015 Ainda que eu andasse pelo vale da sombra da morte, não temeria mal algum, porque tu estás comigo; a tua vara e o teu cajado me consolam. Salmo 23:4 Dedico este trabalho à minha esposa, à minha irmã e à minha mãe. Sem vocês nada disso teria sido realizado. Ao professor orientador, pela ajuda inestimável e conhecimento transmitido e a todos aqueles que contribuíram de alguma forma. Sintam-se homenageados nessas poucas linhas. AGRADECIMENTOS A Deus em primeiro lugar. À minha esposa Janaina Vitória de Souza Soares Oliveira, que esteve em todos esses momentos me dando apoio e ao meu filho Samuel Lucas Soares Oliveira. À minha mãe Wilma França de Oliveira, ao meu pai José Justino Camelo de Oliveira e aos meus Irmãos Cátia França de Oliveira e Nilton França de Oliveira e seus familiares. Ao professor Dr. Anderson Clayton Alves de Melo, por ter sido um grande amigo nessa pesquisa. Ao Programa de Recursos Humanos 14 (PRH14 – UFRN), À Petrobras e à ANP (Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural, Biocombustíveis e Energias Renováveis), pelo suporte financeiro. Ao professor Esp. José Romualdo Dantas Vidal e ao Dr. Osvaldo Chiavone Filho do PRH14 – UFRN. À secretária do PRH14 – UFRN, Sra. Maria Brunet, pela disposição em ajudar e oferecer soluções às demandas necessárias. À UFRN, por ser minha segunda casa desde a graduação. À FUNPEC (Fundação Norte-Rio-Grandense de Pesquisa e Cultura), principalmente a Sra. Lucyanna Carvalho do Nascimento, pelo auxílio na aquisição de alguns materiais e equipamentos usados nesta pesquisa. Ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica, principalmente ao secretário Sr. Luiz Henrique Pereira Gadelha de Amorim. Aos professores Dr. João Telésforo Nóbrega de Medeiros, Dr. Adilson José de Oliveira, Dr. Ulisses Borges Souto e Dra. Salete Martins Alves, pelas críticas e ensinamentos valiosos. Ao Laboratório de Metrologia da UFRN, pelos equipamentos e materiais cedidos e ao apoio dos professores Me. Luiz Pedro de Araújo e ao Dr. Walter Link e aos funcionários Srs. Alex Araújo de Souza, Luiz Henrique Pinheiro de Lima, Raifi Costa Ramalho, Ailton Floriano da Silva e Alan César dos Santos Dantas. Ao Laboratório de Caracterização de Materiais da UFRN, na pessoa do Sr. José Roberto de Melo Filho. Aos alunos Danilo Fagundes Pascoal de Morais e Gustavo de Lucena Lira, bolsistas do Programa PRH14 – UFRN, e ao Me. Igor Lopes de Andrade, pela ajuda na manutenção do torno usado nesta pesquisa e por diversas outras demandas. Ao professor Dr. Carlos Chesman de Araújo Feitosa, do Departamento de Física Teórica e Experimental da UFRN, pela gentileza e disponibilidade em fornecer o nitrogênio líquido usado na pesquisa. Ao servidor Sr. Carlos dos Anjos do Laboratório de Criogenia da UFRN, pela atenção. Aos Professores Me. Cláudio Romero Rodrigues de Almeida, Dr. Maurício Roberto Bomio Delmonte, Me. Roberto Cavalcante, Dr. Sérgio Rodrigues Barra e Dr. Wanderson Santana da Silva, pela gentileza em ajudar a resolver diversas demandas. SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO ............................................................................................................. 1 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ....................................................................................... 4 2.1. AÇO RÁPIDO ......................................................................................................... 4  Pré-resfriamento criogênico da peça ......................................................................... 13  Resfriamento criogênico indireto ............................................................................... 14  Resfriamento criogênico direto por jato ou spray ...................................................... 17  Tratamento criogênico da ferramenta de corte .......................................................... 19 3. MATERIAIS E MÉTODOS ......................................................................................... 21 3.1. Corpo de Prova .......................................................................................................... 22 3.2. Ferramentas de corte ................................................................................................. 25 3.3 Sistema de Aplicação de LN2 ..................................................................................... 27 3.4. Testes de usinagem .................................................................................................... 34 4. RESULTADOS E DISCUSSÕES ................................................................................ 42 4.1. Avaliação do perfil usinado ....................................................................................... 42 4.2. Avaliação do desgaste de flanco (VB) das ferramentas testadas ................................. 62 4.3. Avaliação complementar do sistema, aplicado ao torneamento longitudinal. .............. 64 5. CONCLUSÕES ........................................................................................................... 67 6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ......................................................... 69 7. REFERÊNCIAS ........................................................................................................... 70 APÊNDICE A – MEDIÇÃO DO PERFIL h(mm) USINADO .............................................. 72 ÍNDICE DE FIGURAS Figura 2.1 - Microestrutura martensitica de um aço-carbono. ................................................. 5 Figura 2.2 - Microestrutura de um aço rápido M2. .................................................................. 7 Figura 2.3 - Curvas de revenimento para o aço carbono e aço-rápido...................................... 9 Figura 2.4 – Micrografia através de Microscopia Eletrônica de Transmissão, mostrando os carbonetos secundários (pontos pretos). Após revenimento a 540 °C (a) e a 550 °C (b). ....... 11 Figura 2.5 - Resfriamento criogênico da peça. ...................................................................... 13 Figura 2.6 - Resfriamento criogênico do cavaco. .................................................................. 14 Figura 2.7 - Aplicação de LN2 no dorso da ferramenta de corte. .......................................... 15 Figura 2.8 - Esquema de usinagem híbrida com laser de CO2. ............................................. 16 Figura 2.9 - Método de resfriamento criogênico direto por spray. ......................................... 17 Figura 2.10 - Método de resfriamento criogênico direto por jato........................................... 18 Figura 2.11 - Tratamento criogênico para o aço-rápido. ........................................................ 19 Figura 2.12 - Vida da ferramenta na furação do aço inox 316 e 304. ..................................... 20 Figura 3.1 - Torno IMOR série MIN V 200X500. ................................................................ 22 Figura 3.2 - Corpo de prova montado na placa do torno. ...................................................... 23 Figura 3.3 - Desenho do corpo de prova usado na pesquisa. ................................................. 23 Figura 3.4 - Microestrutura do aço do corpo de prova atacado com Nital a 2% e ampliação de 500X. ................................................................................................................................... 24 Figura 3.5 - Ferramenta de corte usada nos testes. (1) Superfície de saída; (2) Superfície de folga secundária; (3) Superfície de folga principal. ............................................................... 25 Figura 3.6 - Microestrutura da ferramenta de corte (ampliação de 1000X e atacado com Nital 2% e Groesbeck por 6 segundos). ......................................................................................... 26 Figura 3.7 - Sistema aplicação de LN2. ................................................................................ 27 Figura 3.8 - Válvulas de alívio e manômetro do aspersor. ..................................................... 28 Figura 3.9 - Aspersor do botijão de LN2. ............................................................................. 29 Figura 3.10 - Esquema mostrando o princípio de funcionamento do sistema de aplicação do LN2. .................................................................................................................................... 30 Figura 3.11 - Raque com manifold. ...................................................................................... 31 Figura 3.12 - Parte inferior do raque, mostrando o posicionamento do porta-ferramenta. ...... 32 Figura 3.13 - Montagem dos tubos para aplicação de LN2. .................................................. 33 Figura 3.14 - Posicionamento dos bicos de descarga de LN2 em relação à ferramenta de corte. ............................................................................................................................................ 33 Figura 3.15 - Posições e sentidos indicados pelas setas de medição da rugosidade média (Ra). ............................................................................................................................................ 35 Figura 3.16 - Posicionamento do rugosímetro para medição da rugosidade média. ............... 36 Figura 3.17 - Degrau gerado na face da peça usinada decorrente da falha da ponta da ferramenta de corte. ............................................................................................................. 37 Figura 3.18 - Levantamento do perfil da superfície usinada com relógio comparador. .......... 38 Figura 3.19 - Perfil da face usinada, no primeiro ensaio na condição a seco.......................... 39 Figura 3.20 - Microscópio utilizado para medição do desgaste de flanco das ferramentas de corte. .................................................................................................................................... 40 Figura 3.21 - Desgaste de flanco observado na ferramenta de corte após o primeiro ensaio na condição SF. ........................................................................................................................ 41 Figura 4.1 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio a seco (SECO 1). ................ 43 Figura 4.2 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio a seco (SECO 2). ................. 43 Figura 4.3 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio a seco (SECO 3). .................. 44 Figura 4.4 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio a seco (SECO 4). .................... 44 Figura 4.5 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio a seco (SECO 5). .................... 45 Figura 4.6 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio a seco (SECO 6). ..................... 45 Figura 4.7 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS1). ..................................................................................................... 46 Figura 4.8 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS2). ..................................................................................................... 46 Figura 4.9 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS3). ..................................................................................................... 47 Figura 4.10 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS4). ..................................................................................................... 47 Figura 4.11 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS5). ..................................................................................................... 48 Figura 4.12 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS6). ..................................................................................................... 48 Figura 4.13 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF1). ..................................................................................................... 49 Figura 4.14 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF2). ..................................................................................................... 49 Figura 4.15 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF3). ..................................................................................................... 50 Figura 4.16 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF4). ..................................................................................................... 50 Figura 4.17 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF5). ..................................................................................................... 51 Figura 4.18 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF6). ..................................................................................................... 51 Figura 4.19 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF1). .............................................................................. 52 Figura 4.20 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF2). .............................................................................. 52 Figura 4.21 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF3). .............................................................................. 53 Figura 4.22 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF4). .............................................................................. 53 Figura 4.23 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF5). .............................................................................. 54 Figura 4.24 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF6). .............................................................................. 54 Figura 4.25 - Intervalos de confiança (ICs) para a média populacional (µ) da variável aleatória “ponto de falha” em cada condição de corte. ........................................................................ 58 Figura 4.26 - Intervalos de confiança (ICs) para as médias populacionais da variável aleatória “Ra” em cada condição de corte. .......................................................................................... 61 Figura 4.27 - Intervalos de confiança (ICs) para as médias populacionais da variável aleatória desgaste de flanco em cada condição de corte. ..................................................................... 62 Figura 4.28 - Preparação do corpo de prova para o torneamento cilíndrico externo. .............. 65 Figura 4.29 - Ferramenta de corte após torneamento cilíndrico a seco e com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS) e na superfície de folga (SF). ...................................................... 66 ÍNDICE DE TABELAS Tabela 3.1 - Constituição da área analisada. ......................................................................... 26 Tabela 4.1 - Ponto de falha para cada condição de corte e repetição do ensaio. ..................... 55 Tabela 4.2 - Intervalos de confiança (ICs), em “m/min” para a média populacional (µ) da variável aleatória “ponto de falha” em cada condição de corte. ............................................. 57 Tabela 4.3 - Valor da estatística de teste “P” para comparação duas a duas entre médias populacionais dos “pontos de falha” nas diversas condições de corte. ................................... 59 Tabela 4.4 - Valores de rugosidade média (Ra) obtidos na superfície usinada para as diversas condições de corte. ............................................................................................................... 59 Tabela 4.5 - Limites inferior e superior do intervalo de confiança (IC) para as médias populacionais de Ra para as diversas condições de teste. ...................................................... 60 Tabela 4.6 - Valor “P” para comparação duas a duas entre médias populacionais dos “pontos de falha” nas diversas condições de corte. ............................................................................ 61 Tabela 4.7 - Valores de desgaste de flanco (VB) obtidos nas ferramentas de corte para as diversas condições de usinagem. .......................................................................................... 62 Tabela 4.8 - Valor “P” para comparação duas a duas entre médias populacionais dos desgastes de flanco nas diversas condições de corte. ............................................................................ 63 Tabela 4.9 - Desgaste das ferramentas de corte testadas nas quatro condições de corte. ........ 63 ÍNDICE DE TABELAS (APÊNDICE) Tabela A 1 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 1. ............................ 72 Tabela A 2 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 2. ............................ 73 Tabela A 3 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 3. ............................ 74 Tabela A 4 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 4. ............................ 75 Tabela A 5 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 5. ............................ 76 Tabela A 6 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 6. ............................ 77 Tabela A 7 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF1. ................................... 78 Tabela A 8 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF2. ................................... 79 Tabela A 9 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF3. ................................... 80 Tabela A 10 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF4. ................................. 81 Tabela A 11 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF5. ................................. 82 Tabela A 12 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF6. ................................. 83 Tabela A 13 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS1. ................................. 84 Tabela A 14 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS2. ................................. 85 Tabela A 15 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS3. ................................. 86 Tabela A 16 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS4. ................................. 87 Tabela A 17 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS5. ................................. 88 Tabela A 18 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS6. ................................. 89 Tabela A 19 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS1. ............................ 90 Tabela A 20 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS2. ............................ 91 Tabela A 21 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS3. ............................ 92 Tabela A 22 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS4. ............................ 93 Tabela A 23 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS5. ............................ 94 Tabela A 24 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS6. ............................ 95 LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas CO2 Gás carbônico DFTE Departamento de Física Teórica e Experimental HSS High Speed Steel (aço-rápido) IC Intervalo de confiança LN2 Nitrogênio líquido SS Nitrogênio líquido aplicado na superfície de saída SF Nitrogênio líquido aplicado na superfície de folga SS/SF Nitrogênio líquido aplicado na superfície de saída e de folga MEV Microscopia Eletrônica de Varredura ou Microscópio Eletrônico de Varredura PPGEM Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica PRH14 Programa de Formação de Recursos Humanos da Petrobras 14 UFRN Universidade Federal do Rio Grande do Norte ’o Ângulo de folga secundário ’r Ângulo de posição secundário o Ângulo de saída o Ângulo de folga principal r Ângulo de posição principal s Ângulo de inclinação ap Profundidade de corte n Rotação da peça (RPM) RPM Rotações por minuto VB Desgaste de flanco VBB Desgaste de flanco médio Vc Velocidade de corte h Ponto de falha da ferramenta α Ferrita α + Fe3C Perlita   Constante pi = 3,14159265 ࢞ഥ Média amostral ࢚ࣇ Variável “t” da distribuição t-Student com ν graus de liberdade s Desvio-padrão amostral n Número de elementos da amostra µ Média populacional RESUMO O presente trabalho apresenta um estudo do desempenho de ferramentas de aço-rápido no torneamento do aço ABNT 1020, sob condições de resfriamento criogênico com aspersão de nitrogênio líquido (LN2) diretamente na região de corte. O objetivo principal foi manter a temperatura da ferramenta de corte abaixo da temperatura de amolecimento do aço-rápido (normalmente acima de 650°C) e, consequentemente, melhorar o desempenho dessas ferramentas em velocidades de corte superiores àquelas normalmente praticadas no corte à seco ou com lubrificação convencional. Foram realizados ensaios de faceamento rápido, em que a ferramenta de corte percorre a face da peça ao longo de seu raio a uma rotação constante, o que acarreta um aumento progressivo em sua velocidade de corte. Pôde-se verificar que devido à aplicação de LN2 a ferramenta de corte conseguiu usinar com velocidades de corte maiores que na condição a seco (SECO). Quando os jatos de LN2 foram direcionados a superfície de saída e de folga (SS/SF), tal condição apresentou um aumento de 35,00% (em média) na velocidade usinada antes da falha da ferramenta; no entanto quando o LN2 foi aplicado na superfície de folga (SF), a melhoria foi de 24,12% e para a condição de LN2 na superfície saída (SS) o aumento foi de 20,94%. Com esses resultados foi possível concluir que a aplicação de LN2 tendeu a melhorar o desempenho das ferramentas de aço- rápido testadas, e que essa melhora foi mais pronunciada quando da aplicação de LN2 nas superfícies de folga e de saída simultaneamente. Já para variável ponto de falha a análise do intervalo de confiança, mostrou que, estatisticamente, a um nível de confiança de 95%, não foi possível afirmar que existe diferença entre as médias populacionais do “ponto de falha” para as condições de corte (SECO-SF), (SECO-SS), (SS-SF) e (SF-SS/SF). Contudo para as condições (SECO-SS/SF) e (SS-SS/SF) houve diferenças entre as condições quando comparadas duas a duas. Observou-se também que a rugosidade média (Ra) tende a cair com a aplicação de LN2. Houve uma diferença significativa quando se compara a condição SECO com as condições SF, SS e SS/SF. O mesmo não se pode dizer dessas outras situações (SS- SF), (SS-SS/SF), (SF-SS/SF), pois, ao nível de significância, considerado, não podemos descartar a hipótese de se tratarem de ensaios diferentes. Observa-se que, num nível de confiança de 95%, não se pode afirmar que os desgastes de flancos (VB) não são iguais nas quatro condições de corte testadas. Este resultado já era esperado, visto que, após a falha da ferramenta, independente da condição de corte, a ferramenta perde material de sua ponta num valor que é proporcional à profundidade de corte usada, a partir deste ponto, praticamente nada de material é removido da peça. Para finalizar esse estudo o ensaio de torneamento longitudinal foi realizado inicialmente em caráter exploratório, devido à quantidade de ferramentas e material da peça, contudo, conseguiu-se obter a condição mais favorável ao se usinar um corpo de prova a velocidades de 162m/min quando o LN2 foi aplicado na superfície de folga (SF), e na superfície de saída (SS) em cada uma dessas condições. Esse valor de velocidade para torneamento longitudinal é bem elevado, quando são utilizadas ferramentas de aço-rápido. Quando se verifica o tempo de vida da ferramenta, foi possível observar um aumento em mais de 100%, pois, após cortar um trecho de 30mm, a aresta de corte ainda continuava preservada. Palavras-chave: Usinagem criogênica, Nitrogênio líquido, Torneamento, Aço-rápido e Vida de ferramenta. ABSTRACT This work presents a study about the performance of HSS cutting tools when turning an ABNT 1020 steel under cryogenic condition using liquid nitrogen (LN2) applied onto the cutting region. In this case, the main purpose was to keep the cutting tool temperature below the softening temperature of the HSS (normally above 650oC) improving the performance of these cutting tools at cutting speeds upper than that normally used in dry or wet conventional machining. A series of rapid facing trials was carried out at dry (SECO) and applying LN2 at three different points on the cutting region [on the rake face (SS), on the flank face (SF) and on the rake and flank faces simultaneously (SS/SF)]. It could be verified that the use of LN2 the cutting was able to machine cutting speeds higher than at dry condition. When the LN2 was applied onto the rake and flank face simultaneously, the cutting speed showed an increase of 35% (on average) compared to the dry condition; when the LN2 was applied only onto the flank face, the improvement was of 24,12% and of 20,94% for the LN2 applied only onto the rake face. These results showed that the use of LN2 tended to improve the performance of the trialled HSS cutting tools and this improvement was more effective when the LN2 was applied onto the rake and flank faces simultaneously. For the variable called “failure point” (point where the cutting tool collapsed) a statistical analysis showed no difference among the conditions (SECO-SF), (SECO-SS), (SS-SF) and (SF-SS/SF). However, it could be observed statistical differences between the conditions (SECO-SS/SF) and the conditions (SS-SS/SF) when they are compared two by two. Compared to the dry condition, the results of average roughness (Ra) showed a tendency to drop when LN2 was applied. Additional longitudinal turning trials were carried out to verify the performance of the HSS cutting tools assisted by LN2 at this condition. It was observed an improvement upper to 100%. Keywords: Cryogenic Machining, Liquid Nitrogen, Turning, High Speed Steel, Cutting Tool Life. 1 1. INTRODUÇÃO Até meados da década de 1860 as ferramentas de corte usadas em processos de usinagem consistiam essencialmente de ferro ligado com 0,8 a 2% de carbono e elementos de liga tais como, manganês, silício, enxofre e fósforo. Estas ferramentas apresentavam uma baixa dureza a quente, o que limitava sua aplicação na usinagem do aço com velocidades de corte relativamente baixas (até 5 m/min, aproximadamente). Este material também requeria um tratamento térmico de têmpera, com resfriamento em água, o que lhe conferia dureza máxima de 950 HV e normalmente resultava no aparecimento de trincas (SHAW, 2005; TRENT, WRIGHT, 2000). Em 1870 o britânico Robert Müshet apresentou um aço com composição aproximada de 2% de carbono, 1,6% de manganês, 5,5% de tungstênio e 0,4% de cromo que possuía uma notável capacidade de endurecer ao ar (self-hardening). Tal propriedade eliminava a necessidade de resfriamento em água, que normalmente resultava em problemas de formação de trincas. Além disso, o aço de Müshet era capaz de manter sua dureza a temperaturas mais elevadas do que os aços da geração anterior, o que resultou na aplicação destes na usinagem de aços com velocidades um pouco superiores, em torno de 8 m/min. Assim, este aço foi usado como ferramenta de corte até o início do século XX (SHAW, 2005). Em 1901 F. W. Taylor e M. White apresentaram um aço com estabilidade estrutural superior, que permitia o uso de velocidades de corte em torno de 19 m/min, mais de 2 vezes 2 aquelas praticadas com o aço desenvolvido por Müshet. Isso lhe rendeu a denominação de high speed steel (HSS), ou seja, aço-rápido. O segredo do aço-rápido não estava somente na composição química deste, mas também em seu tratamento térmico de endurecimento secundário (SHAW, 2005). Em 1906, Taylor e White chegaram a uma composição química e tratamento térmico considerado ótimo para as ferramentas de aço-rápido. A mesma era composta por 0,67% C; 18,91% W; 5,47% Cr; 0,11% Mn; 0,29% V e o restante de Fe. Eles descobriram ainda que, se esse aço fosse aquecido até a temperatura logo abaixo da linha solidus (aproximadamente entre 1250 e 1290 ºC), resfriado em banho de chumbo até 620ºC, depois resfriado até a temperatura ambiente, seguido por um tratamento de revenimento logo abaixo de 600ºC, o mesmo resultava num material de ferramenta de corte capaz de usinar aços a velocidades quatro vezes àquelas praticadas com o aço de Müshet e seis vezes àquelas aplicadas com as ferramentas de aço carbono (TRENT; WRIGHT, 2000). Essa característica de elevada dureza a quente do aço-rápido se deve, dentre outros, à presença de carbonetos secundários dispersos na matriz martensítica que se formam durante o seu revenimento (TRENT; WRIGHT, 2000). Maiores detalhes sobre o mecanismo de endurecimento do aço-rápido estão descritos no item 2.1 do capítulo 2 deste trabalho. Apesar do aço-rápido apresentar elevada dureza a temperatura ambiente, o principal fator que limita a velocidade de corte na usinagem com este tipo de material para ferramenta é a 3 sua baixa dureza a quente relativa. Quando a temperatura de corte atinge valores superiores a 600°C, o aço-rápido sofre um amolecimento considerável, o que conduz ao colapso da aresta cortante por deformação plástica (TRENT; WRIGHT, 2000). O uso de fluidos criogênicos como agentes de redução da temperatura na usinagem com aço-rápido pode ser uma alternativa interessante no sentido de dar uma sobrevida para este importante material de ferramenta, que apresenta um custo baixo frente aos demais materiais de ferramenta de corte. O uso de CO2 e LN2 já é uma realidade na usinagem de superligas com ferramentas de metal duro. O método de aplicação mais difundido é o Resfriamento Criogênico Direto (Cryogenic Spraying and Jet Cooling), em que o fluido é aplicado diretamente na região de corte, reduzindo as temperaturas desenvolvidas durante a usinagem e, consequentemente, aumentando a vida útil da ferramenta (YILDIZ; NALBANT, 2008). Com intuito de retirar calor da zona de corte, evitando que o aço-rápido alcance níveis de temperatura capazes de provocar seu amolecimento, fez-se este estudo. Neste caso, o fluido criogênico usado foi o LN2 e o material usinado foi o aço ABNT 1020. O capítulo seguinte apresenta uma revisão bibliográfica sobre aço-rápido e usinagem criogênica. 4 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1. AÇO RÁPIDO Até meados de 1870, o único material disponível como ferramenta de corte era o aço- carbono. Composto basicamente por 1% de carbono, 0,2% de manganês e ferro, o aço- carbono era endurecido através de um tratamento térmico que consistia no seu aquecimento a uma temperatura entre 750 a 835°C (dizia-se que quando o aço atingia esta temperatura, ele adquiria uma coloração “vermelho-cereja”) seguido por um rápido resfriamento em água. Após este tratamento térmico, a dureza podia aumentar a um valor máximo de até 950HV. Os tratamentos com temperaturas acima do “vermelho-cereja” não eram realizados, pois além de não conferirem um acréscimo significativo à dureza do aço-carbono ainda o deixava frágil (SHAW, 2005; TRENT; WRIGTH, 2000). Esse aumento na dureza do aço é o resultado do rearranjo dos átomos para produzir uma estrutura martensita, a qual apresenta uma estrutura acicular de alta dureza. A dureza da martensita se deve ao fato das camadas de átomos de ferro estarem submetidas a certa restrição ao escorregamento entre elas, devido à presença de átomos de carbono nos interstícios da estrutura cristalina do ferro, o que força os átomos deste elemento a se deslocarem de suas posições normais na rede, provocando uma espécie de travamento destes, 5 resultando numa estrutura altamente rígida e instável. A Figura 2.1. mostra uma micrografia de uma estrutura martensítica. Figura 2.1 - Microestrutura martensitica de um aço-carbono. Fonte: Acesso em: 20 set. 2014. Se reaquecida a uma temperatura acima de 200 °C, os átomos de carbono começam a se mover de suas posições instáveis e o aço passa por uma transformação gradual onde o mesmo perde dureza e aumenta sua ductibilidade. Assim em condições de corte essas ferramentas perdem rapidamente sua dureza com o aumento da temperatura (baixa dureza a quente) podendo apenas ser usadas para usinar o aço a velocidades relativamente baixas (até em torno de 4,5m/min) (TRENT; WRIGTH, 2000). 6 Em 1870 o britânico Robert Müshet apresentou um aço com composição aproximada de 2% de carbono, 1,6% de manganês, 5,5% de tungstênio e 0,4% de cromo que possuía uma notável capacidade de endurecer ao ar (self-hardening). Tal propriedade eliminava a necessidade de resfriamento em água, que normalmente resultava em problemas de formação de trincas. Além disso, o aço de Müshet era capaz de manter sua dureza a temperaturas mais elevadas do que os aços da geração anterior, o que resultou na aplicação destes na usinagem de aços com velocidades um pouco superiores, em torno de 8 m/min. Assim, este aço foi usado como ferramenta de corte até o início do século XX (SHAW, 2005). Em 1901 F. W. Taylor e M. White apresentaram um aço com estabilidade estrutural superior, que permitia o uso de velocidades de corte em torno de 18 m/min, cerca de 2,3 vezes àquelas praticadas com o aço desenvolvido por Müshet. Isso lhe rendeu a denominação de high speed steel (HSS), ou seja, aço-rápido. Ao contrário do que se imaginava o segredo do aço-rápido não estava propriamente na composição química deste, mas sim em seu tratamento térmico. Através de ensaios minuciosos, Taylor e White chegaram em 1906 a uma composição química e tratamento térmico considerado ótimo para as ferramentas de aço-rápido. A mesma era composta por 0,67% C; 18,91% W; 5,47% Cr; 0,11% Mn; 0,29% V e o restante de Fe. Eles descobriram ainda, que se esse aço fosse aquecido rapidamente até a temperatura logo abaixo da linha solidus (aproximadamente entre 1250 e 1290ºC), resfriado em banho de chumbo até 620ºC, depois resfriado até a temperatura ambiente, seguido por um tratamento de 7 revenimento logo abaixo de 600ºC, o mesmo resultava num material de ferramenta de corte capaz de usinar aços a velocidades quatro vezes àquelas praticadas com o aço de Müshet e seis vezes àquelas aplicadas com as ferramentas de aço carbono (TRENT; WRIGTH, 2000). Essa característica de elevada dureza a quente do aço-rápido se deve principalmente à presença de carbonetos secundários dispersos na matriz martensítica que se formam durante o seu revenimento como mostrado na Figura 2.4. A dureza a temperatura ambiente do aço-rápido está em torno de 850 HV, bem mais baixa do que a dureza de muitos aços carbono. A Figura 2.2 mostra uma micrografia da estrutura de um aço-rápido M2. A matriz consiste de martensita. Os elementos tungstênio, molibdênio e vanádio, tendem a combinar com o carbono para formar carbonetos extremamente duros tais como, Fe3(W, Mo)3C e V4C3. (Carbonetos primários) Figura 2.2 - Microestrutura de um aço rápido M2. Fonte: Trent e Wrigth (2000). Carbonetos primários 8 A medida que a temperatura é aumentada, esses carbonetos tendem a se dissolverem, isto é, tungstênio, molibdênio, vanádio e carbono entram em solução no ferro. Quanto maior for a temperatura, maior será a quantidade de elementos dissolvidos no ferro. Porém, mesmo próximo ao ponto de fusão, algumas dessas partículas permanecem e a presença destas inibe o crescimento do grão. É por esta razão que os aços-rápido podem ser aquecidos a temperaturas tão altas quanto 1290 °C sem se tornarem frágeis. Estas partículas de carbonetos são mais duras do que a matriz martensítica (Fe3W3C = 1150 HV e V4C3 = 2000 HV). Porém, elas constituem de 10 a 15% do volume total da estrutura e, não são as únicas responsáveis pelo bom desempenho das ferramentas de aço-rápido, que é devido à presença de outros carbonetos formados após o endurecimento por precipitação, durante a operação de revenimento. Estas partículas são pequenas para serem observadas através de microscopia ótica, tendo cerca de um centésimo daquelas partículas de carbonetos mostradas na Figura 2.2. A Figura 2.3. mostra uma curva de revenimento típica para um aço-rápido. No início, como acontece com os aços carbono, a dureza começa a cair, mas acima de 400 °C, ela começa a aumentar novamente e, após um revenimento entre 500 e 600 °C, a dureza é frequentemente maior do que antes do tratamento do revenimento. Se a temperatura de revenimento for aumentada além dessa faixa de valores, observa-se uma queda brusca na dureza. 9 Figura 2.3 - Curvas de revenimento para o aço carbono e aço-rápido. Fonte: Trent e Wrigth (2000). O endurecimento secundário, após o tratamento de revenimento em torno de 560 °C é causado pela formação, dentro da matriz martensítica, de partículas de carbonetos complexos do tipo M2C extremamente pequenos. Boa parte do tungstênio, molibdênio e vanádio que entrou em solução com o ferro durante a alta temperatura de tratamento é mantido em solução durante o resfriamento até a temperatura ambiente. No reaquecimento a temperaturas entre 400 e 600 °C eles precipitam por toda a estrutura martesítica formando partículas de carbonetos extremamente numerosas. Este processo é conhecido como endurecimento por precipitação. Em um estudo realizado por El-Rakayby e Mills (1986) pode-se identificar através de microscopia eletrônica de transmissão os precipitados resultantes do endurecimento 10 secundário no aço-rápido M42 como sendo do tipo M2C, com uma estrutura cúbica de face centrada. As micrografias mostradas na Figura 2.4 apresentam estas partículas com dimensões menores do que 0,05 m. O principal metal é o Mo, com pequenas percentagens de V e Cr. Tais micrografias foram obtidas de amostras revenidas a 540 e 550 °C. Até 560 °C, as partículas permanecem estáveis durante muitas horas e endurecem o aço por bloquearem o movimento de discordâncias que facilitaria o escorregamento entre as camadas de átomos de ferro. A altas temperaturas, particularmente acima de 650 °C, essas partículas se tornam grosseiras rapidamente e perdem suas capacidades de endurecer a matriz, promovendo o desenvolvimento de mecanismos de desgaste tais como Deformação Plástica Superficial a Altas Temperaturas, Deformação Plástica da Cunha Cortante sob Altas Tensões Compressivas, entre outros (TRENT; WRIGHT, 2000). Assim, quando da utilização do aço- rápido em usinagem como ferramenta de corte, é preciso considerar sua perda de resistência e as mudanças permanentes em sua estrutura quando este é aquecido acima de 650 °C, o que limita a taxa de remoção de material quando da usinagem de metais de alto ponto de fusão e suas ligas. Valores típicos de velocidade de corte recomendados para a usinagem com ferramentas de aço-rápido nunca ultrapassam 60 m/min. 11 Figura 2.4 – Micrografia através de Microscopia Eletrônica de Transmissão, mostrando os carbonetos secundários (pontos pretos). Após revenimento a 540 °C (a) e a 550 °C (b). Fonte: El-Rakayby e Mills (1986). Porém, a usinagem com aço-rápido assistida por fluidos criogênicos pode auxiliar na otimização do desempenho deste importante material. A seguir é apresentada uma revisão bibliográfica sobre a Usinagem Criogênica. 12 2.2. USINAGEM CRIOGÊNICA Segundo Bermingham (2011), o uso de fluidos criogênicos nas operações de usinagem, além de melhorias no desempenho das ferramentas de corte, visa a aplicação de um fluido seguro, limpo e não tóxico, no corte de materiais de elevada dureza e baixa condutividade térmica, tais como as superligas. Pusavec (2011) relata que a usinagem de superligas demanda um grande esforço para remoção de material, que aliado às pobres propriedades térmicas desses materiais, promove a concentração de calor na ponta da ferramenta de corte, levando-a rapidamente ao colapso. De acordo com Yildiz e Nalbant (2008), as seguintes técnicas referentes ao uso de fluidos criogênicos em usinagem podem ser citadas:  Pré-resfriamento criogênico da peça (Cryogenic pre-cooling the workpiece);  Resfriamento criogênico indireto (Indirect cryogenic cooling);  Resfriamento criogênico direto por jato ou spray (Cryogenic spraying and jet cooling);  Tratamento criogênico da ferramenta de corte (Cryogenic treatment). Segue uma breve discussão sobre cada uma das técnicas citadas acima. 13  Pré-resfriamento criogênico da peça Neste caso o LN2 é aplicado na peça ou cavaco com a finalidade de promover a transição dúctil-frágil do material. Hong e Ding (1999; 2001) obtiveram bons resultados referentes a quebra de cavacos na usinagem do aço AISI 1008 usando as duas técnicas ilustradas nas Figuras 2.5 e 2.6. Observa-se que no primeiro caso, o jato de LN2 é direcionado para a peça e no segundo, o mesmo é direcionado para o cavaco. Figura 2.5 - Resfriamento criogênico da peça. Fonte: Hong e Ding (2001). 14 Figura 2.6 - Resfriamento criogênico do cavaco. Fonte: Hong e Ding (1999). Hong et al (2001) observaram que o pré-resfriamento criogênico da peça, além de promover um consumo elevado de LN2 apresenta como inconvenientes o aumento da força de corte e da abrasão da ferramenta de corte  Resfriamento criogênico indireto No Resfriamento Criogênico Indireto (Indirect cryogenic cooling), o objetivo é resfriar a cunha de corte da ferramenta ao fazer o nitrogênio líquido circular em canais ou ser mantido em uma câmara próximo à zona de geração de calor (zona de cisalhamento secundária). Sua eficiência está ligada à condutividade térmica do material da ferramenta e à distância onde o LN2 está confinado. A vantagem do resfriamento criogênico indireto reside no fato de que o LN2 não entra diretamente em contato com a peça, o que reduz significativamente possíveis alterações no material a ser usinado. 15 Evans e Bryan (1991) realizaram alguns testes em que o resfriamento da ferramenta foi conduzido de forma indireta pela imersão do porta-ferramenta em LN2. Hong e Ding (2001) construíram um porta ferramenta onde o contato do LN2 com a ferramenta de corte foi conseguido através de uma câmara posicionada entre o dorso da ferramenta e um calço Figura 2.7. Figura 2.7 - Aplicação de LN2 no dorso da ferramenta de corte. Fonte: Hong e Ding (2001). Wang e Rajurkar (2000) projetaram um sistema para circulação de LN2 pelo corpo da ferramenta de corte para o resfriamento de sua aresta. Dandekar et al. (2010) estudaram a melhoria da usinagem da liga (Ti-6Al-4V), através da, usinagem assistida por laser e usinagem híbrida. A Figura 2.8. mostra um esquema da 16 configuração usada. Neste estudo pode se observar uma melhoria na vida da ferramenta, taxa de remoção de material. Figura 2.8 - Esquema de usinagem híbrida com laser de CO2. Fonte: Dandekar et al. (2010). Como conclusões desse trabalho foram possíveis obter uma redução na energia específica de corte e na rugosidade da superfície quando comparado com a usinagem convencional. A vida da ferramenta foi melhorada em até 1,7 vezes para velocidades de corte abaixo de 107m/min, comparado com a usinagem convencional, enquanto que a usinagem híbrida o fator de vida da ferramenta foi melhorado para 2. A usinagem híbrida melhorou a usinabilidade da liga de Ti-6AL-4V para velocidades acima de 150m/min. As ferramentas que tinham revestimento duraram de 2-3 vezes mais que as ferramentas sem revestimento (DANDEKAR et al., 2010). 17  Resfriamento criogênico direto por jato ou spray No Resfriamento criogênico direto por jato ou spray (Cryogenic sprayng and jet cooling), o objetivo é resfriar a zona de corte fazendo com que o nitrogênio líquido seja aplicado diretamente no conjunto peça/cavaco/ferramenta. A Figura 2.9. ilustra um sistema de resfriamento direto com LN2 desenvolvido por (ZURECKI et al, 2004). Figura 2.9 - Método de resfriamento criogênico direto por spray. Fonte: Zurecki et al., (2004) Neste caso, o método usado foi à descarga de LN2 por spray. Observa-se que o refrigerante não só atinge a zona de corte, como também outras regiões indesejadas. Uma alternativa ao método anterior foi proposta por Hong (1999) em que o LN2 é aplicado em regiões específicas da zona de corte através de bicos de pequeno diâmetro. A 18 técnica é denominada Resfriamento Criogênico Direto por Jato (Cryogenic jet cooling). Neste caso apenas as regiões de interesse são atingidas, além de se reduzir o consumo de LN2. A Figura 2.10. mostra o sistema desenvolvido por Hong. Figura 2.10 - Método de resfriamento criogênico direto por jato. Fonte: Hong e Ding, (2001). Observa-se que o LN2 é aplicado diretamente próximo às zonas de cisalhamento primário e de interface peça/superfície de folga, que são as principais responsáveis pelo aumento da temperatura da ferramenta durante o processo de corte (HONG; DING, 2001). Além de reduzir o consumo de LN2 e direcionar a aplicação do refrigerante, observou- se que o método aumenta a dureza do material da peça, fragiliza o cavaco (facilitando sua quebra e remoção da zona de corte) e evita a formação da aresta postiça de corte (YILDIZ; NALBANT, 2008). 19  Tratamento criogênico da ferramenta de corte É um processo similar ao tratamento térmico. As amostras são refrigeradas a temperaturas criogênicas e mantidas a essas temperaturas por um longo tempo e então aquecidas à temperatura ambiente. Com o objetivo de promover resistência ao desgaste e estabilidade dimensional (BARRON, 1982). Da Silva (1999), obteve bons resultados no tratamento criogênico de ferramentas de corte de aço-rápido. O objetivo do tratamento térmico é o de transformar a austenita retida em martensita onde ocorre a precipitação de carbonetos com o tratamento a baixas temperaturas, o ciclo térmico é apresentado na Figura 2.11. Seus resultados renderam um aumento de até 44% no diâmetro usinado no ensaio de faceamento rápido. Figura 2.11 - Tratamento criogênico para o aço-rápido. Fonte: Silva (1999). 20 Cicek et al. (2012), obteve resultados interessantes com brocas de HSS M3 tratadas criogenicamente na furação do aço inox austênitico. A vida da ferramenta teve seu desgaste minimizado, como observado na Figura 2.13. Na usinagem do aço AISI 316 foi possível um acréscimo de mais de 13,5% na quantidade de furos. Na furação do AISI304 o ganho foi de mais de 32% na quantidade de furos. Figura 2.12 - Vida da ferramenta na furação do aço inox 316 e 304. Fonte: Cicek et al., (2012) A seguir serão apresentados os materiais e métodos utilizados nesse trabalho. 21 3. MATERIAIS E MÉTODOS Neste capítulo são apresentados os materiais e métodos utilizados no desenvolvimento deste trabalho. O estudo constou basicamente da realização de ensaios de faceamento rápido em um corpo de prova de aço ABNT 1020 com ferramentas de aço-rápido. Os testes foram executados a seco e com aplicação de nitrogênio líquido (LN2) nas superfícies de saída e de folga das ferramentas de corte. Durante os testes, levantou-se o perfil da superfície usinada e mediu-se sua rugosidade média (Ra), além do desgaste da ponta da ferramenta de corte. Os parâmetros rotação (n), avanço (ƒ) e profundidade de corte (ap) foram mantidos constantes em n=1000RPM, ƒ=0,121mm/rot. e ap=0,8mm para todos os ensaios. Os testes ocorreram no Laboratório de Manufatura da UFRN num torno IMOR série MIN V 200X500 que foi reformado e adaptado para a pesquisa conforme será descrito adiante. A Figura 3.1. mostra o torno que foi usado. 22 Figura 3.1 - Torno IMOR série MIN V 200X500. Fonte: Autor, 2014. A seguir são apresentados maiores detalhes sobre os materiais e métodos utilizados neste trabalho. 3.1. Corpo de Prova A Figura 3.2 mostra o corpo de prova montado na placa do torno e sua geometria é mostrada na Figura 3.3. 23 Figura 3.2 - Corpo de prova montado na placa do torno. Fonte: Autor, 2014. Figura 3.3 - Desenho do corpo de prova usado na pesquisa. Fonte: Autor, 2014. Observa-se que foi feito um furo de 16 mm em seu centro, com a finalidade de se ajustar a penetração da ferramenta em relação à peça, visto que a usinagem ocorreu do centro para a periferia. 24 Com objetivo de confirmar o aço usado para a fabricação do corpo de prova, fez-se a caracterização do mesmo através da análise de sua microestrutura e dureza. Após o corte, embutimento, lixamento, polimento e ataque químico de amostras do aço, estas foram analisadas em um microscópio Olimpus GX51 dotado de um software de contagem de fases que identificou-se tratar de um aço ABNT 1020. A Figura 3.4 mostra a micrografia do aço onde é possível identificar os microconstituintes α (ferrita) e α+Fe3C (perlita) , típicas de um aço hipoeutetóide. Figura 3.4 - Microestrutura do aço do corpo de prova atacado com Nital a 2% e ampliação de 500X. Fonte: Autor, 2014. A medição da dureza foi feita em um durômetro de bancada Pantec-Panambra RASN RS. A escala usada foi a Rockwell B e o procedimento de medição seguiu a norma ABNT NBR NM ISO 6508-1:2008. O valor médio obtido foi de 68HRB, que corresponde à dureza média do aço ABNT 1020 (MATWEB, 2014). Ferrita Perlita 25 3.2. Ferramentas de corte As ferramentas de corte usadas foram barras quadradas (Bits) de aço rápido com dureza de 65 HRC (conforme especificação do fabricante) que foram afiadas em suas duas extremidades com a seguinte geometria: ângulo de saída o = 15º, ângulo de folga principal o = 12º, ângulo de folga secundário ’o = 7º, ângulo de inclinação s = 6º, ângulo de posição principal r = 90º e ângulo de posição secundário ’r = 8º. A Figura 3.5 mostra uma das ferramentas afiada. Figura 3.5 - Ferramenta de corte usada nos testes. (1) Superfície de saída; (2) Superfície de folga secundária; (3) Superfície de folga principal. Fonte: Autor, 2014. Para avaliar o material da ferramenta de corte foi realizada, a caracterização do mesmo através da análise de sua microestrutura. A análise foi feita em um microscópio eletrônico de bancada Hitachi TM 3000. A Figura 3.6 mostra a microestrutura do material, onde é possível se identificar alguns carbonetos primários. 1 2 3 26 Figura 3.6 - Microestrutura da ferramenta de corte (ampliação de 1000X e atacado com Nital 2% e Groesbeck por 6 segundos). Fonte: Autor, 2014. Foi realizada uma análise por EDS com o objetivo de identificar os elementos constituintes da ferramenta de corte. A Tabela 3.1 apresenta os resultados obtidos. Tabela 3.1 - Constituição da área analisada. Fonte: Autor, 2014. Martensita Carbonetos Primários 27 3.3 Sistema de Aplicação de LN2 Para a aplicação de LN2 na região de corte (nas superfícies de saída e de folga da ferramenta), montou-se o sistema mostrado na Figura 3.7 Figura 3.7 - Sistema aplicação de LN2. Fonte: Autor, 2014. Na figura 3.7 acima, pode-se identificar os seguintes componentes:  Coluna: usada para sustentar o botijão de LN2 e o compressor;  Botijão: usado para armazenar LN2; Coluna Raque Compressor Botijão Tubo flexível de inox Mangueira de ar 28  Compressor: usado para comprimir, armazenar e suprir ar comprimido para o botijão de LN2;  Mangueira de ar comprimido: usada para conduzir ar comprimido até o botijão de LN2;  Tubo flexível de inox: usado para conduzir LN2 do botijão para o raque e daí para a ferramenta de corte;  Raque: usado para sustentar o porta-ferramenta, as válvulas de regulagem de fluxo de LN2 e tubulações. O Botijão da Sempercrio SC 30 I com capacidade de armazenar até 30 litros de LN2 é equipado com um aspersor dotado de duas válvulas de alívio que, durante os ensaios, foram reguladas para abrir com 1,8 bars. Figura 3.8 - Válvulas de alívio e manômetro do aspersor. Fonte: Autor, 2014. Válvula de alívio Válvula de alívio Manômetro 29 As válvulas de alívio têm a função de controlar a pressão no interior do botijão. A Figura 3.8 mostra o bocal do botijão de LN2, onde foram destacadas as válvulas de alívio e o manômetro que indica a pressão no interior do reservatório. A Figura 3.9 mostra o aspersor fora do botijão. É possível identificar a entrada da mangueira de ar comprimido e a saída para o tubo flexível de inox que conduz o LN2 até o raque e daí até à ferramenta de corte. Figura 3.9 - Aspersor do botijão de LN2. Fonte: Autor, 2014. A Figura 3.10 mostra um esquema do funcionamento do sistema de aplicação de LN2. O mesmo consiste em fazer o ar comprimido proveniente do compressor entrar pelo aspersor e aumentar a pressão no interior do botijão. Isso faz com que LN2 seja empurrado através do tubo flexível de inox e seja conduzido até o raque para a ferramenta de corte. 30 Figura 3.10 - Esquema mostrando o princípio de funcionamento do sistema de aplicação do LN2. Fonte: Autor, 2014. No Raque foi montado um manifold com três válvulas de agulha para distribuir e regular o fluxo de LN2 que é conduzido para a ferramenta de corte (Figura 3.11). Saída de LN2 para o raque (Pressão de saída aprox. 1,8 bars) Entrada de ar comprimido (Pressão de entrada 2 bars) 31 Figura 3.11 - Raque com manifold. Fonte: Autor, 2014. Pode-se observar que o raque foi montado sobre o carro superior do torno. Neste caso, a torre do mesmo teve que ser removida. A Figura 3.12 mostra a parte inferior do raque. Observa-se o porta ferramenta posicionado com as conexões e tubulações para a distribuição de LN2. Carro superior do torno Raque Válvulas 32 Figura 3.12 - Parte inferior do raque, mostrando o posicionamento do porta-ferramenta. Fonte: Autor, 2014. A tubulação que conduz o LN2 para a ferramenta de corte foi feita de tubos de cobre de 1/8 pol. de diâmetro interno. O porta ferramentas foi furado em três posições para a passagem das tubulações de cobre, conforme Figura 3.13. O objetivo inicial era providenciar bicos de descarga de LN2 nas seguintes posições: superfícies de saída e de folga principal da ferramenta de corte e na face da peça, antes de seu contato com a ferramenta de corte visando à fragilização do cavaco. Porém, devido ao emaranhamento de cavacos no tubo de cobre nesta última posição, decidiu-se eliminá-lo. A figura 3.14 mostra o posicionamento, em relação à ferramenta de corte, dos bicos de descarga de LN2. Porta-Ferramenta 33 Figura 3.13 - Montagem dos tubos para aplicação de LN2. Fonte: Autor, 2014. Figura 3.14 - Posicionamento dos bicos de descarga de LN2 em relação à ferramenta de corte. Fonte: Autor, 2014. Para a superfície de saída Para a peça Para a superfície de folga Bico eliminado LN2 na sup. folga LN2 na sup. saída 34 O equipamento usado para comprimir o ar e pressurizar o botijão de LN2 foi um compressor Schulz Air Plus CSA 8,3/25 com 2HP de potência, reservatório de 25 litros e pressões de operação de até 8,3 bars. Para os testes foi regulada a pressão de saída em 2,0 bars. A pressão dentro do botijão de LN2 foi mantida em 1,8 bars. O LN2 usado na pesquisa foi adquirido no Laboratório de Criogenia do Departamento de Física Teórica e Experimental. 3.4. Testes de usinagem Foram feitos testes de faceamento rápido em que a rotação do eixo-árvore foi mantida constante em 1000 RPM. Assim, levando-se em consideração as dimensões do corpo de prova Figura 3.3, as velocidades de corte mínima e máxima foram de aproximadamente Vcmin = 50 m/min e Vcmáx = 471 m/min, respectivamente, valores considerados elevados para a usinagem com aço-rápido à seco. A profundidade de corte foi mantida constante e igual a ap=0,8 mm e o avanço f=0,121 mm/rot. As condições de teste foram as seguintes:  A seco (SECO);  Com LN2 aplicado na superfície de saída (SS);  Com LN2 aplicado na superfície de folga (SF);  Com LN2 aplicado nas superfícies de saída e de folga (SS/SF). 35 Nos ensaios com LN2, as válvulas de regulagem de fluxo foram mantidas totalmente abertas. Finalizado o faceamento com uma determinada condição, a rugosidade média (Ra) da superfície usinada era medida sobre quatro linhas espaçadas de 90 graus entre si, a partir de um círculo descrito na face da peça a 30 mm do centro desta, conforme mostra a Figura 3.15. Figura 3.15 - Posições e sentidos indicados pelas setas de medição da rugosidade média (Ra). Fonte: Autor, 2014. O rugosímetro utilizado foi um Taylor Hobson Surtronic3 com resolução de 0,001µm, onde foi ajustado um cut-off de 0,8 mm. A Figura 3.16 mostra o posicionamento do rugosímetro em relação ao corpo de prova. 30 mm do centro 36 Figura 3.16 - Posicionamento do rugosímetro para medição da rugosidade média. Fonte: Autor, 2014. Com a rotação constante, a velocidade de corte aumenta do centro para a periferia, conforme a equação: Vc=(π*d*n)/1000, Onde: Vc é a velocidade de corte em m/min, d é o diâmetro em mm e n é a rotação em RPM. Desta forma, neste tipo de teste de faceamento, normalmente haverá uma posição diametral em que a ponta da ferramenta sofrerá falha catastrófica devida, principalmente, ao aumento da temperatura de corte. Na peça, isso gera um degrau na face usinada que pode ser visualmente identificado e detectado com o uso de um apalpador de um relógio comparador. A Figura 3.17 mostra um extremo de degrau. 37 Figura 3.17 - Degrau gerado na face da peça usinada decorrente da falha da ponta da ferramenta de corte. Fonte: Autor, 2014. Para melhor identificar a posição de início desses degraus no corpo de prova usinado, usou-se um relógio comparador com resolução de 0,001 mm para “varrer” a superfície da peça ao longo de seu raio, conforme mostrado na Figura 3.18. 38 Figura 3.18 - Levantamento do perfil da superfície usinada com relógio comparador. Fonte: Autor, 2014. Salienta-se que o levantamento do perfil da face usinada começava a partir de um ponto localizado a 3 mm da extremidade do furo central de 16 mm. Neste ponto, o relógio comparador era zerado e “varria-se” a superfície em direção à periferia da peça, registrando- se os valores indicados pelo relógio comparador de 1 em 1 mm. 39 Para efeito de avaliação foi considerado o ponto de falha da ferramenta de corte a região sobre a peça onde a altura h indicada pelo relógio comparador era maior ou igual a 0,1 mm (ℎ ≥ 0,1݉݉). A Figura 3.19 mostra o gráfico obtido a partir do levantamento do perfil usinado para o primeiro ensaio na condição à seco. Pode-se identificar claramente o ponto de falha da ferramenta. Figura 3.19 - Perfil da face usinada, no primeiro ensaio na condição a seco. Fonte: Autor, 2014. Ao final de todos os testes, as ferramentas de corte foram levadas até um microscópio digital USB Smileoptical BW1008 para a medição do desgaste de flanco da ferramenta. A Figura 3.20 mostra o sistema montado para a medição do desgaste. 40 Figura 3.20 - Microscópio utilizado para medição do desgaste de flanco das ferramentas de corte. Fonte: Autor, 2014. É importante salientar que durante as medições de desgaste de flanco a superfície de folga foi posicionada perpendicularmente ao eixo do microscópio (eixo da câmera). A Figura 3.21 mostra o desgaste de flanco obtido na ferramenta após o primeiro ensaio na condição SF 41 Figura 3.21 - Desgaste de flanco observado na ferramenta de corte após o primeiro ensaio na condição SF. Fonte: Autor, 2014. Os valores monitorados (rugosidade, desgaste de flanco e ponto de falha da ferramenta de corte) obtidos nas quatro condições de testes (SECO; SS; SF; SS/SF) foram comparados dois a dois através do levantamento do intervalo de confiança para a diferença de suas médias populacionais. Neste caso foi considerado um nível de confiança de igual a 95%. A seguir são apresentados os resultados obtidos. 42 4. RESULTADOS E DISCUSSÕES Apresentam-se a seguir os resultados e discussões obtidos nesta pesquisa. O capítulo está dividido da seguinte forma: 4.1. Avaliação do perfil usinado; 4.2. Avaliação da rugosidade média (Ra) da superfície usinada; 4.3. Avaliação do desgaste de flanco (VB) das ferramentas testadas e 4.4. Avaliação complementar do sistema, aplicado ao torneamento longitudinal. 4.1. Avaliação do perfil usinado O Apêndice A mostra as tabelas com os valores das alturas relativas do perfil da superfície usinada para cada uma das quatro condições de corte aplicadas e suas repetições. As Figuras 4.1 – 4.24 mostram os perfis das diversas superfícies usinadas obtidas com o relógio comparador. Neste caso, “Vc”, no eixo das abscissas, representa a velocidade de corte no ponto de medição na direção de deslocamento do apalpador (direção de deslocamento do carro transversal do torno no sentido do centro para a periferia da peça) ao longo da superfície usinada; “h” representa a altura relativa do perfil num determinado ponto de velocidade “Vc” (neste caso, o ponto h=0 foi aquele à 3 mm da borda do furo central de 16 mm). O marcador 43 “♦” representa o ponto de falha da ferramenta de corte, ou seja, o primeiro ponto no qual h ≥ 0,1 mm. Figura 4.1 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio a seco (SECO 1). Figura 4.2 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio a seco (SECO 2). Vc=283; h=0,241 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Primeiro ensaio a seco (SECO 1) Vc=264; h=0,269 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Segundo ensaio a seco (SECO 2) 44 Figura 4.3 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio a seco (SECO 3). Figura 4.4 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio a seco (SECO 4). Vc=245; h=0,171 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Terceiro ensaio a seco (SECO 3) Vc=157; h=0,105 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quarto ensaio a seco (SECO 4) 45 Figura 4.5 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio a seco (SECO 5). Figura 4.6 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio a seco (SECO 6). Vc=170; h=0,122 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quinto ensaio a seco (SECO 5) Vc=232; h=0,12 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Sexto ensaio a seco (SECO 6) 46 Figura 4.7 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS1). Figura 4.8 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS2). Vc=302; h=0,13 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Primeiro ensaio com LN2 na superfície de saída (SS1) Vc=283; h=0,22 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Segundo ensaio com LN2 na superfície de saída (SS2) 47 Figura 4.9 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS3). Figura 4.10 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS4). Vc=270; h=0,138 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Terceiro ensaio com LN2 na superfície de saída (SS3) Vc=251; h=0,105 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quarto ensaio com LN2 na superfície de saída (SS4) 48 Figura 4.11 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS5). Figura 4.12 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS6). Vc=270; h=0,25 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quinto ensaio com LN2 na superfície de saída (SS5) Vc=258; h=0,150 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Sexto ensaio com LN2 na superfície de saída (SS6) 49 Figura 4.13 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF1). Figura 4.14 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF2). Vc=302; h=0,2 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Primeiro ensaio com LN2 na superfície de folga (SF1) Vc=302; h=0,49 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Segundo ensaio com LN2 na superfície de folga (SF2) 50 Figura 4.15 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF3). Figura 4.16 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF4). Vc=289; h=0,39 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Terceiro ensaio com LN2 na superfície de folga (SF3) Vc=276; h=0,398 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quarto ensaio com LN2 na superfície de folga (SF4) 51 Figura 4.17 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF5). Figura 4.18 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio com aplicação de LN2 na superfície de folga (SF6). Vc=232; h=0,121 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quinto ensaio com LN2 na superfície de folga (SF5) Vc=276; h=0,101 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Sexto ensaio com LN2 na superfície de folga (SF6) 52 Figura 4.19 - Perfil da superfície usinada para o primeiro ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF1). Figura 4.20 - Perfil da superfície usinada para o segundo ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF2). Vc=302; h=0,374 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Primeiro ensaio com LN2 nas supefícies de saída e folga (SS/SF1) Vc=302; h=0,232 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Segundo ensaio com LN2 nas superfícies de saída e folga (SS/SF2) 53 Figura 4.21 - Perfil da superfície usinada para o terceiro ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF3). Figura 4.22 - Perfil da superfície usinada para o quarto ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF4). Vc=308; h=0,24 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Terceiro ensaio com LN2 nas superfícies de saída e folga (SS/SF3) Vc=302; h=0,374 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quarto ensaio com LN2 nas superfícies de saída e folga (SS/SF4) 54 Figura 4.23 - Perfil da superfície usinada para o quinto ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF5). Figura 4.24 - Perfil da superfície usinada para o sexto ensaio com aplicação de LN2 nas superfícies de saída e de folga (SS/SF6). Vc=302; h=0,232 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Quinto ensaio com LN2 nas superfícies de saída e folga (SS/SF5) Vc=308; h=0,24 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 65 105 145 185 225 265 305 345 385 425 465 h (m m ) Vc (m/min) Sexto ensaio com LN2 nas superfícies de saída e folga (SS/SF6) 55 A Tabela 4.1 mostra um resumo dos pontos de falha encontrados para cada condição de corte e repetição do ensaio, além de suas médias amostrais ( ௖ܸഥ ) e os desvios-padrão amostrais (s). Tabela 4.1 - Ponto de falha para cada condição de corte e repetição do ensaio. Condição de corte SECO SS SF SS/SF E ns ai o 1 283 302 302 302 Ponto de falha (mm) 2 264 283 302 302 3 245 270 289 308 4 157 251 276 302 5 170 270 232 302 6 232 258 276 308 ௖ܸഥ (࢓/࢓࢏࢔) 225,17 272,33 279,50 304,00 ࢙(࢓/࢓࢏࢔) 50,96 18,25 26,01 3,10 Através da análise dos dados da Tabela 4.1, considerando apenas as médias amostrais, percebe-se uma tendência de aumento da velocidade de corte até o ponto de falha (comprimento de avanço usinado até h ≥ 0,1 mm), quando se usina com a aplicação de LN2 nas três condições (SS, SF e SS/SF), em comparação com a usinagem a seco. Percentualmente, a velocidade de corte foi maior do que na condição a seco em 35,00% para a condição SS/SF; 24,12% para a condição SF e 20,94% para a condição SS. Mostrando que a aplicação de LN2 tendeu a melhorar o desempenho das ferramentas de aço-rápido testadas, e 56 que essa melhora foi mais pronunciada quando da aplicação de LN2 nas superfícies de folga e de saída (SS/SF) simultaneamente. (DANDEKAR et al.; SILVA, 2010, 1999). Os resultados percentuais mostrados no parágrafo anterior indicam apenas uma tendência de melhoria do desempenho da ferramenta de corte com a aplicação de LN2, porém, percebe- se que existe certa variabilidade dos dados amostrais obtidos, o que torna prudente uma análise estatística baseada, por exemplo, no intervalo de confiança (IC) para a média populacional (µ) da variável aleatória “ponto de falha” em cada condição de corte. Vale salientar que a variável aleatória “ponto de falha” foi considerada com suas probabilidades na forma normal. A Tabela 4.2 mostra os limites inferior e superior para a média populacional (µ) do ponto de falha em cada condição de corte, os quais foram obtidos através do intervalo de confiança abaixo para um nível de confiança de 95%: ̅ݔ − ݐହ ݏ √݊ < ߤ < ̅ݔ + ݐହ ݏ √݊ Onde:  ̅ݔ, é a média amostral da variável aleatória “ponto de falha” para uma determinada condição de corte;  ݐହ, é o valor da variável “t” da distribuição t-Student com cinco graus de liberdade e nível de confiança igual a 95%. Neste caso, ݐହ = 2,571; 57  s, é o desvio-padrão amostral da variável aleatória “ponto de falha”;  n, é o tamanho da amostra. Neste caso, n = 6;  µ, é a média populacional da variável aleatória “ponto de falha”. Tabela 4.2 - Intervalos de confiança (ICs), em “m/min” para a média populacional (µ) da variável aleatória “ponto de falha” em cada condição de corte. Condição de corte SECO SS SF SS/SF IC (m/min) Limite inferior 171,68 253,18 252,20 300,75 Limite superior 278,65 291,49 306,80 307,25 A Figura 4.25 mostra os intervalos da Tabela 4.2 na forma de gráfico de barras, onde o comprimento vertical de cada barra representa a largura do intervalo de confiança. 58 Figura 4.25 - Intervalos de confiança (ICs) para a média populacional (µ) da variável aleatória “ponto de falha” em cada condição de corte. Através da análise da Figura 4.25, observa-se que, estatisticamente, com um nível de confiança de 95%, não é possível afirmar que existe diferença entre as médias populacionais da variável aleatória “ponto de falha” para as condições de corte (SECO-SF), (SECO-SS), (SS-SF) e (SF-SS/SF). Este fato pode ainda ser comprovado através de um teste “P”, comparando-se a diferença das médias populacionais da variável aleatória “ponto de falha”, para as condições de corte, duas a duas. A Tabela 4.3 apresenta estes resultados em que é possível verificar que o valor da estatística de teste “P” foi maior do que o nível de significância considerado, α = 0,05, indicando que não se pode rejeitar a hipótese de que a diferença das médias populacionais (nas comparações duas a duas) seja diferente de zero. Contudo para as condições (SECO-SS/SF) e (SS-SS/SF) houve diferenças no nível de significância considerado. 170 240 310 SECO SS SF SS/SF IC p ar a µ (m /m in ) Condição de corte ICs para os pontos de falha da ferramenta de corte em termos da velocidade de corte Vc (m/min) 59 Tabela 4.3 - Valor da estatística de teste “P” para comparação duas a duas entre médias populacionais dos “pontos de falha” nas diversas condições de corte. Par de comparação SECO-SS SECO-SF SECO-SS/SF SS-SF SS-SS/SF SF-SS/SF Valor “P” 0,077 0,053 0,013 0,594 0,0085 0,070 4.2. Avaliação da rugosidade média (Ra) da superfície usinada A Tabela 4.4 mostra os valores de rugosidade média (Ra) obtidos na superfície usinada conforme descrito no Capítulo 3 – Materiais e Métodos, para as diversas condições de corte testadas. Tabela 4.4 - Valores de rugosidade média (Ra) obtidos na superfície usinada para as diversas condições de corte. Condição de corte SECO SS SF SS/SF Ra (µm) 1 1 14,7 14,2 13,6 13,4 2 15 13,9 12,7 13,6 3 14,6 14,1 13,3 14,2 4 15 13,8 13,6 13,6 2 1 14,7 14,1 16,3 14,3 2 14,4 14,2 16,4 13,4 3 15 13,5 16 14,3 4 15,3 13,5 16,6 14,4 3 1 14,4 13,5 9,21 14,4 2 15,3 13,1 9,41 14,5 3 14,1 12,7 9,43 14,7 4 14 13,1 9,83 14,3 4 1 13,6 13,4 12,8 12,3 2 13,7 13 13 12,2 3 14 12,8 12,4 12,9 4 13,7 13 12,4 13,1 5 1 13,4 13 12,5 11,4 2 13,5 12,7 13,3 12,3 3 12,9 12,7 13 12,5 4 13,2 12,6 12,8 12,3 60 6 1 13,8 12,8 11,9 13 2 13,8 13,1 12,3 13,6 3 14,2 12,6 12 13,4 4 14,1 12,8 12 12,9 Ra(µm) 14,2 13,3 12,8 13,4 s(µm) 0,67 0,54 2,08 0,90 A Tabela 4.5 mostra os limites inferior e superior do intervalo de confiança para as médias populacionais de Ra para as diversas condições de teste, considerando um nível de confiança de 95%. Tabela 4.5 - Limites inferior e superior do intervalo de confiança (IC) para as médias populacionais de Ra para as diversas condições de teste. Condição de corte SECO SS SF SS/SF IC (µm) Limite inferior 13,90 13,02 11,90 12,99 Limite superior 14,46 13,48 13,65 13,75 A Figura 4.26 mostra os intervalos da Tabela 4.5 na forma de gráfico de barras, onde comprimento vertical de cada barra representa a largura do intervalo de confiança. 61 Figura 4.26 - Intervalos de confiança (ICs) para as médias populacionais da variável aleatória “Ra” em cada condição de corte. Através da análise dos dados da Tabela 4.5 e da Figura 4.26, observa-se que a rugosidade média (Ra) tende a cair com a aplicação de LN2, quando comparada com a condição a seco. Pode-se observar uma diferença significativa quando se compara a condição SECO com as condições SF, SS e SS/SF, como pode ser confirmado pelos respectivos valores da estatística de teste “P” mostrados na Tabela 4.6 abaixo. O mesmo não pode-se dizer das outras condições (SS-SF), (SS-SS/SF), (SF-SS/SF), pois, ao nível de significância considerado não podemos descartar a hipótese de se tratarem de condições diferentes. Tabela 4.6 - Valor “P” para comparação duas a duas entre médias populacionais dos “pontos de falha” nas diversas condições de corte. Par de comparação SECO-SS SECO-SF SECO-SS/SF SS-SF SS-SS/SF SF-SS/SF Valor “P” 3,86E-06 0,00387 0,00101 0,28719 0,59045 0,20908 11 12 13 14 15 16 SECO SS SF SS/SF IC p ar a µR a (µ m ) Condição de corte 62 4.2. Avaliação do desgaste de flanco (VB) das ferramentas testadas A Tabela 4.7 mostra os valores de desgaste de flanco (VB) obtidos nas ferramentas de corte para os ensaios nas diversas condições de usinagem e suas repetições e a Figura 4.27 mostra os intervalos de confiança obtidos para a média populacional da variável aleatória “VB” para cada condição de corte. Tabela 4.7 - Valores de desgaste de flanco (VB) obtidos nas ferramentas de corte para as diversas condições de usinagem. Condição de corte SECO SS SF SS/SF En sa io 1 3,895 4,063 3,482 3,45 Desgaste de flanco VB (mm) 2 3,884 3,49 3,843 3,652 3 3,76 3,422 3,563 3,724 4 3,33 5,531 3,329 3,779 5 3,634 4,284 3,127 4,453 6 3,51 3,14 3,926 3,046 x (mm) 3,669 3,988 3,545 3,684 s (mm) 0,222 0,867 0,303 0,461 Figura 4.27 - Intervalos de confiança (ICs) para as médias populacionais da variável aleatória desgaste de flanco em cada condição de corte. 2 3 4 5 6 SECO SS SF SS/SF IC p ar a µV B (m m ) Condição de corte ICs para os desgastes de flanco 63 Observa-se que, num nível de confiança de 95%, não se pode afirmar que os desgastes de flancos (VB) não são iguais nas quatro condições de corte testadas. Isso também pode ser concluído através da análise da estatística de teste “P”, quando a mesma é comparada com o nível de significância considerado, α = 0,05, como pode ser visto na Tabela 4.8 abaixo. Tabela 4.8 - Valor “P” para comparação duas a duas entre médias populacionais dos desgastes de flanco nas diversas condições de corte. Par de comparação SECO-SS SECO-SF SECO-SS/SF SS-SF SS-SS/SF SF-SS/SF Valor “P” 0,415 0,440 0,944 0,281 0,469 0,552 Este resultado já era esperado, visto que, após a falha da ferramenta, independente da condição de corte, a ferramenta perde material de sua ponta num valor que é proporcional à profundidade de corte usada, a partir deste ponto, praticamente nada de material é removido da peça. Como todos os testes foram realizados com a mesma profundidade de corte e ao longo de todo raio da peça, conclui-se que os desgastes deveriam ter mais ou menos a mesma intensidade, independente da condição de usinagem. Isto pode ser confirmado pela análise visual dos desgastes das diversas ferramentas testadas mostrados na Tabela 4.9 a seguir. Tabela 4.9 - Desgaste das ferramentas de corte testadas nas quatro condições de corte. Condição de corte SECO SS SF SS/SF En sa io 1 64 2 3 4 5 6 4.3. Avaliação complementar do sistema, aplicado ao torneamento longitudinal. Com o intuito de se reforçar a hipótese de que o uso de LN2 melhora o desempenho das ferramentas de aço-rápido, fez-se um ensaio de torneamento longitudinal com duas ferramentas de aço-rápido com a mesma geometria das anteriores, onde o diâmetro externo do corpo de prova foi de 86 mm e a rotação da peça foi mantida constante em 600 RPM, o que estabeleceu uma velocidade de corte 162 m/min, considerada elevada para a usinagem do aço ABNT 1020 com ferramenta de aço-rápido. A Figura 4.28 mostra o corpo de prova usado neste teste, nele pode-se observar trechos de 30 mm separados por rasgos de 3 mm. O ensaio 65 consistiu em usinar cada trecho com e sem aplicação de LN2 na superfície de saída (SS) e na superfície de folga (SF). Os resultados desse experimento são apresentados na Figura 4.29, pois, com a aplicação de na superfície de folga (SF) e na superfície de saída (SS) a ferramenta de corte ainda tinha sua aresta cortante preservada enquanto que no corte a seco a ferramenta apresentava um desgaste de flanco médio de ௕ܸ = 4,02 ± 0,199 ݉݉ para dois ensaios realizados. Em termos de velocidade de corte para aço-rápido houve um aumento na vida da ferramenta em mais de 100%. Figura 4.28 - Preparação do corpo de prova para o torneamento cilíndrico externo. Rasgos de 3 mm Trechos de 30 mm 66 Figura 4.29 - Ferramenta de corte após torneamento cilíndrico a seco e com aplicação de LN2 na superfície de saída (SS) e na superfície de folga (SF). SECO SS SF 67 5. CONCLUSÕES Com base nos resultados e discussões anteriores, as seguintes conclusões podem ser apresentadas:  Percentualmente, a velocidade de corte foi maior do que na condição a seco em 35,00% para a condição SS/SF; 24,12% para a condição SF e 20,94% para a condição SS. Mostrando que a aplicação de LN2 tendeu a melhorar o desempenho das ferramentas de aço-rápido testadas, e que essa melhora foi mais pronunciada quando da aplicação de LN2 nas superfícies de folga e de saída simultaneamente.  Através da análise do intervalo de confiança, observa-se que, estatisticamente, com um nível de confiança de 95%, não é possível afirmar que existe diferença entre as médias populacionais da variável aleatória “ponto de falha” para as condições de corte (SECO-SF), (SECO-SS), (SS-SF) e (SF-SS/SF). Contudo para as condições (SECO- SS/SF) e (SS-SS/SF) houve diferenças entre as condições quando comparadas duas a duas.  Observa-se que a rugosidade média (Ra) tende a cair com a aplicação de LN2, quando comparada com a condição a seco. Pode-se observar uma diferença significativa quando se compara a condição SECO com as condições SF, SS e SS/SF. O mesmo não se pode dizer das outras condições (SS-SF), (SS-SS/SF), (SF-SS/SF), pois, ao 68 nível de significância considerada não podemos descartar a hipótese de se tratarem de condições diferentes.  Observa-se que, num nível de confiança de 95%, não se pode afirmar que os desgastes de flancos (VB) não são iguais nas quatro condições de corte testadas. Isso também pode ser concluído através da análise da estatística de teste “P”, quando a mesma é comparada com o nível de significância considerado. Este resultado já era esperado, visto que, após a falha da ferramenta, independente da condição de corte, a ferramenta perde material de sua ponta num valor que é proporcional à profundidade de corte usada, a partir deste ponto, praticamente nada de material é removido da peça.  No torneamento longitudinal conseguiu-se usinar a velocidades de até 162mm/min quando o LN2 foi aplicado na superfície de folga (SF) e na superfície de saída (SS), o que é bem elevado para ferramentas de aço-rápido e para o caso da vida da ferramenta houve um aumento em mais de 100%, pois, após cortar um trecho de 30mm a aresta de corte ainda estava preservada. 69 6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS Como sugestões para trabalhos futuros, podem-se citar:  Fazer um estudo de modelagem computacional do efeito térmico quando da aplicação do LN2 sob a região de corte;  Utilizar outro cilindro que suporte pressões de trabalho superiores a 2 bars, pois, outros trabalhos tem utilizados pressões superiores, a perda de carga consequentemente será mais facilmente superada;  Estabelecer procedimentos para monitorar a temperatura na zona de corte, para que outras conclusões referentes aos mecanismos de desgaste possam ser comprovadas em termos da temperatura;  Fazer um estudo de viabilidade econômica do processo.  Aplicar o torneamento longitudinal como método para ensaio, pois, foi o que apresentou resultados mais contundentes ou então o uso de uma máquina onde se possa alternar a rotação da placa de três castanhas para que a velocidade de corte Vc se mantenha constante no faceamento rápido.  Utilizar a técnica de resfriamento da ferramenta para obter ferramentas com qualidade superior em termos de microestrutura. 70 7. REFERÊNCIAS BARRON, R. Cryogenic treatment of metals to improve wear-resistance. Cryogenics, v. 22, n. 8, p. 409-413, 1982. CICEK, A. et al. Performance of cryogenically treated M35 HSS drills in drilling of austenitic stainless steels. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, v. 60, n. 1-4, p. 65-73, APR 2012. DA SILVA, F. J., Influência Do Tratamento Criogênico no Desempenho de Ferramentas de Aço-Rápido, Dissertação de Mestrado, Universidade Federal de Uberlândia, 1999 DANDEKAR, C.; SHIN, Y.; BARNES, J. Machinability improvement of titanium alloy (Ti- 6Al-4V) via LAM and hybrid machining. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 50, n. 2, p. 174-182, FEB 2010. DINIZ, A.E.; MARCONDES, F.C.; COPPINI, N.L. Tecnologia da usinagem dos materiais. 8. ed. São Paulo: Artliber, 244p, 2013. EL-RAKAYBY, A.M. AND MILLS, B., Mat. Sci. & Tech., 2, 175 (1986) EVANS, C.; BRYAN, J. B. Cryogenic Diamond Turning of Stainless Steel. 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International Journal of Powder Metallurgy, v. 40, n. 1, p. 19-31, JAN-FEB 2004. 72 APÊNDICE A – MEDIÇÃO DO PERFIL h(mm) USINADO Tabela A 1 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 1. Fonte: Autor, 2014. 73 Tabela A 2 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 2. Fonte: Autor, 2014. 74 Tabela A 3 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 3. Fonte: Autor, 2014. 75 Tabela A 4 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 4. Fonte: Autor, 2014. 76 Tabela A 5 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 5. Fonte: Autor, 2014. 77 Tabela A 6 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SECO 6. Fonte: Autor, 2014. 78 Tabela A 7 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF1. Fonte: Autor, 2014. 79 Tabela A 8 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF2. Fonte: Autor, 2014. 80 Tabela A 9 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF3. Fonte: Autor, 2014. 81 Tabela A 10 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF4. Fonte: Autor, 2014. 82 Tabela A 11 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF5. Fonte: Autor, 2014. 83 Tabela A 12 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF6. Fonte: Autor, 2014. 84 Tabela A 13 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS1. Fonte: Autor, 2014. 85 Tabela A 14 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS2. Fonte: Autor, 2014. 86 Tabela A 15 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS3. Fonte: Autor, 2014. 87 Tabela A 16 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS4. Fonte: Autor, 2014. 88 Tabela A 17 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS5. Fonte: Autor, 2014. 89 Tabela A 18 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SS6. Fonte: Autor, 2014. 90 Tabela A 19 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS1. Fonte: Autor, 2014. 91 Tabela A 20 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS2. Fonte: Autor, 2014. 92 Tabela A 21 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS3. Fonte: Autor, 2014. 93 Tabela A 22 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS4. Fonte: Autor, 2014. 94 Tabela A 23 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS5. Fonte: Autor, 2014. 95 Tabela A 24 - Medição do perfil h(mm) usinado para a condição SF/SS6. Fonte: Autor, 2014.