A escolha correta dos parâmetros de usinagem pode trazer benefícios tanto para o produto final, melhorando a parte dimensional e a rugosidade superficial, como para a máquina-ferramenta, pois menores esforços durante a operação acarretarão na redução das forças em usinagem. Portanto, a busca para o melhor conhecimento sobre a utilização dos parâmetros de corte (profundidade de corte a p, velocidade de corte vc e taxa de avanço f), juntamente com os parâmetros do processo (uso ou não de lubrificante/refrigerante, geometria e material da ferramenta, material da peça etc.), tem se tornado fundamental e melhorado a qualidade dos produtos juntamente com a redução de custos.

As combinações destes parâmetros serão analisadas para o torneamento do aço inoxidável mar tensítico AISI 420C que, devido a suas características, é um dos aços inoxidáveis mais encontrados no mercado. Ele é geralmente utilizado na fabricação de peças onde há necessidade de alta resistência mecânica aliada à ductilidade e resistência à corrosão e ao desgaste, tais como, moldes de injeção de plásticos, instrumentos cirúrgicos e dentários, lâminas de corte, válvulas para água e vapor, turbinas a gás, engrenagens, eixos etc[3].

Figura 1 – Componentes da força de usinagem[6]

 

Assim, o objetivo deste trabalho é avaliar comparativamente ferramentas de metal duro com geometrias wiper (alisadora) e standard (convencional) no processo de torneamento de acabamento do aço inoxidável martensítico AISI 420C, além dos parâmetros de processo como avanço (f), profundidade de corte (ap), a utilização ou não do fluido lubrificante/refrigerante e a influência da dureza do material nas rugosidades geradas e nas forças resultantes da usinagem.

Forças na usinagem

A força de usinagem é a força total que atua sobre uma aresta de corte durante a usinagem, tendo suas componentes dispostas em eixos ortogonais. A figura 1 mostra a decomposição das forças nos eixos principais. Suas componentes ortogonais da força de usinagem (F) mostradas correspondem a: força de corte (Fc), que é a projeção da força de usinagem sobre o plano de trabalho, na direção de corte, dada pela velocidade de corte; força de avanço (Ff), que é a projeção da força de usinagem sobre o plano de trabalho, na direção do avanço, dada pela velocidade de avanço; e força passiva (F p), que é a projeção da força de usinagem perpendicular ao plano de trabalho[6]. A força de corte (Fc) pode ainda ser definida pela equação 1[4]:

Na equação 1, K s é a pressão específica de corte e A é a área da seção transversal de cor te (esta definida pelo produto entre a profundidade de corte a p (mm) e o avanço f (mm/rot). Desta equação pode-se fazer uma analogia entre ap, f e Fc. Segundo Diniz et al[2], o aumento de f gera uma diminuição de Ks. Isto ocorre pois o coeficiente de atrito diminui. Já o aumento de a p praticamente não altera o valor de Ks, a não ser para pequenos valores, pois o crescimento de ap só faz aumentar o comprimento de contato ferramenta-peça, sem que haja um aumento nas velocidades envolvidas. Com isso, pode-se dizer que o crescimento de Fc é diretamente proporcional ao de ap; quando f cresce, F c não cresce na mesma proporção, já que ocorre uma diminuição do valor de Ks.

No corte tridimensional, que constitui a maioria dos casos na prática, deve ser levada em conta a influência da aresta lateral de corte sobre a aresta principal, a influência do arredondamento da ponta da aresta cortante e a influência do atrito entre a peça e a superfície de folga da ferramenta. Geralmente tomam-se na prática relações ap/f > 5, de maneira que a influência da aresta lateral de corte sobre a aresta principal seja pequena[4].

Aço inoxidável martensítico

Qualquer aço que possua pelo menos 10,5% de cromo em sua composição química é considerado inoxidável, pois ele é o elemento de liga que confere aos aços inoxidáveis sua capacidade de alta resistência à corrosão[13]. O AISI 420C é um aço ligado ao cromo, inoxidável, martensítico, com alta resistência mecânica até a temperatura de 400°C

Pastilhas de corte

Figura 2 – Rugosidade máxima teórica gerada durante o processo de torneamento[14]

 

e boa resistência à oxidação até a temperatura de 610°C. Também é um aço que pode ser temperado e revenido, apresentando maior resistência à corrosão, podendo alcançar dureza de até 55 HRC. Sua resistência à oxidação pode ser melhorada mediante a utilização de superfícies limpas e polidas, sendo necessário, portanto, a remoção de carepas formadas nas operações de soldagens, tratamentos térmicos, ou conformações a quente[3].

O AISI 420C configura um material ideal para a fabricação de peças de alta precisão, como utensílios para cutelaria, discos de freio, turbinas, instrumentos cirúrgicos, dentários, eixos, peças de bombas e válvulas, moldes para plásticos e indústria de vidros. É um dos aços inoxidáveis mais comumente encontrados no mercado.

Ferramentas standard e wiper

De acordo com Sandvik [11] , as ferramentas alisadoras (wiper) possuem geralmente três ou mais raios de ponta rε (podendo chegar a nove), o que confere uma diferente interação com a superfície da peça e consequente mudança no acabamento da superfície usinada. Isso aumenta o comprimento de contato das pastilhas e o efeito das taxas de avanço f de modo positivo. A redução nos tempos de corte com estas pastilhas gira em torno de 30% por conseguirem atuar em altos f gerando ainda bom acabamento superficial e boa quebra de cavaco. O rε da geometria wiper proporciona uma menor altura do perfil na aresta de corte da superfície gerada, o que tem efeito de alisamento na superfície torneada.

A ferramenta alisadora (wiper) possui uma geometria com rε modificado. Esta alteração em sua geometria proporciona que o avanço f possa ser dobrado sem prejudicar o acabamento superficial. Na figura 2a é possível identificar a geometria standard

Figura 3 – Rugosidades Ra e Rt em um perfil de superfície P(x)[7]

e a rugosidade máxima teórica (Rmax) gerada na superfície usinada para um avanço f. Nas figuras 2b e 2c é possível comparar o perfil de rugosidade gerado durante a usinagem com ferramenta wiper devido ao seu rε modificado, evidenciando que a mesma rugosidade pode ser encontrada para ambas as ferramentas, mas utilizando o dobro do avanço com a geometria wiper.

Textura da superfície usinada

A rugosidade superficial é a topografia microscópica deixada pela usinagem e é mais influenciada pelo processo que pela máquina. Alguns fatores que podem contribuir com a rugosidade gerada são: marcas da ponta da ferramenta ou de fragmentos da mesma, as quais podem apresentar natureza periódica para alguns processos e aleatória para outros; geração de rebarba do material durante a operação de corte; restos de aresta postiça de corte de uma ferramenta na superfície usinada; forma geométrica do quebra-cavaco na ponta da ferramenta[6].

São considerados parâmetros de rugosidade os procedimentos adotados para avaliar a textura da superfície de um componente usinado e, dentre os existentes, o mais utilizado é a rugosidade média (Ra)[8]. A superfície obtida pelo processo de torneamento é

Figura 4 – Corpo de prova utilizado nos experimentos

afetada pelas condições da máquina, peça, dispositivo de fixação da ferramenta e principalmente pelo avanço f (mm/rot) e o raio de ponta rε (mm) da ferramenta de corte [2,5,6].

O parâmetro Ra consiste da média aritmética dos valores absolutos das ordenadas do perfil efetivo (medido) em relação à linha média em um comprimento de amostragem [1,10] . Além de Ra, outro parâmetro internacional

de rugosidade reconhecido universalmente é a rugosidade total (Rt). O parâmetro Rt consiste da soma da maior altura de pico e da maior profundidade de vale do perfil efetivo (medido) em relação à linha média no comprimento de avaliação. O Rt é empregado quando é desejável (ou necessário) especificar a altura máxima da rugosidade, pois é diretamente influenciado por qualquer defeito ou irregularidade na superfície[6].

A figura 3 (pág. 24) mostra a representação gráfica dos parâmetros de rugosidade Ra e Rt. Na figura, L é a extensão da amostra, x é a abscissa da curva do perfil P(x) e LM é a linha média.

Metodologia

Utilizou-se o aço inoxidável martensítico AISI 420C na forma de barra cilíndrica recozida com diâmetro de 76 mm. A composição química foi obtida no Laboratório de Metalurgia Física (Lamef/ UFRGS), por meio de métodos instrumentais com a utilização do Spectrolab – Analytical Instru-

Figura 5 – Torno CNC Mazak QTN 100-II

ments – LVFA18B, equipamento para análise de metais por sistema de leitura óptica. A tabela 1 (pág. 26) mostra os resultados encontrados.

Para a realização dos ensaios utilizou-se quatro corpos de prova de aço inoxidável martensítico AISI 420C, dois com dureza 220 HB e dois com dureza 275 HB. A configuração tem por objetivo facilitar a combinação de diferentes parâmetros de usinagem em quatro amostras com 30 mm de comprimento cada em um mesmo corpo de prova com rasgos de 5 mm de largura, com o intuito de separar cada um dos parâmetros utilizados. A figura 4 (pág. 26) ilustra o corpo de prova utilizado nos experimentos.

A máquina-ferramenta utilizada nos ensaios foi o torno CNC Mazak, modelo Quick Turn Nexus 100-II (figura 5).

Nos experimentos foram usadas pastilhas com formato triangular básico negativo (T-Max P),

Figura 6 – Pastilhas utilizadas: geometrias convencional (a) e alisadora (b)

 

raio de ponta rε = 0,4 mm e quebra-cavacos para torneamento de acabamento (MF e WF), além de cobertura MTCVD (do inglês Medium Temperature Chemical Vapor Deposition) de TiCN/Al2O3/TiN (GC4215) (figura 6).

O sistema de fixação da pastilha no suporte é do tipo aresta-grampo para minimizar as vibrações. O porta-ferramentas MTJNL 2020K utilizado possui ângulo de posição χr = 93°.

Para o desenvolvimento deste trabalho, foi estudado o comportamento das amostras ao se realizar o torneamento longitudinal externo com as combinações mostradas na tabela 2.

A velocidade de corte foi mantida constante em vc = 180 m/min. Os parâmetros utilizados foram estabelecidos com base nos dados recomendados pela fabricante. Além destes dados de corte serão considerados como parâmetros de usinagem: a utilização ou não de fluido lubrificante/refrigerante; e a existência ou não de tratamento térmico nas amostras. Com isso, foi gerado um total de 24 = 16 amostras para cada ferramenta, totalizando 32 amostras.

O lubrificante/refrigerante utilizado como fluido de corte foi o óleo solúvel semissintético Quimatic MEI, na diluição de 1 parte de óleo para 19 partes de água.

A aquisição de sinais de força para as amostras torneadas foi feita utilizando um dinamômetro piezelétrico Kistler, modelo 9129A. Na figura 7a (pag. 30) é possível visualizar que as componentes ortogonais da força de usinagem – força passiva (Fp), força de corte (Fc) e força de avanço (Ff) – são representadas, respectivamente, pelos eixos X, Y e Z da plataforma.

Além do dinamômetro, o sistema de monitoramento e aquisição de sinais de força é composto por um condicionador de sinais, uma placa de aquisição de dados e um software específico (figura 7b). O condicionamento de sinais (amplificação e filtragem) foi feito utilizando um condicionador Kistler modelo 5070A10100.

Já o processamento dos sinais de força foi feito utilizando o software LabView 8.6. Utilizou-se uma VI (Virtual Instrument) específica, desenvolvida no Laboratório de Usinagem da UFRGS. Para todos os sinais de força (Fx, Fy , F z) fez-se a aquisição a

Figura 7 – Sistema de aquisição de dados: dinamômetro piezelétrico (a) e itens do sistema de monitoramento de sinais de força (b)

uma taxa de 1 kS/s, ou seja, 1.000 pontos por segundo.

Após a operação de acabamento, foi verificada a rugosidade da superfície usinada de cada intervalo, por meio da utilização de um rugosímetro portátil Mitutoyo, modelo SJ-201, com resolução de

Figura 8 – Rugosímetro (a) e microscópio (b)

 

0,01 μm, empregando um cut-off de 0,8 mm. Então, realizou-se uma demarcação na seção transversal da barra, para realizar três leituras a 120° cada e, assim, traçar o perfil de rugosidade em função das combinações de parâmetros (figura 8a). Para examinar qualitativamente a superfície usinada, foi utilizado o microscópio digital USB Dino-Lite modelo AM-413ZT, com resolução de 1.024 x 768 e ampliação de 25x (figura 8b).

Resultados

Os dados foram analisados avaliando a influência dos parâmetros de usinagem: (1) nas componentes ortogonais estáticas da força de usinagem (Fp, Fc, Ff); e (2) nas rugo-

sidades média (Ra) e total (Rt).

Componentes ortogonais da força de usinagem

Para a análise das parcelas estáticas, foi calculada a média quadrática ou RMS (Root Mean Square) dos pontos coletados (variáveis para cada amostra)

Figura 9 – Componentes ortogonais da força de usinagem para a ferramenta standard

durante o seu tempo de corte (tc). Assim, para amostras com f = 0,1 mm/rot, foram coletados cerca de 8.000 pontos, isto é, seu tc foi cerca de 8 s; já para aquelas com f = 0,2 mm/volta obtiveram-se, em

Figura 10 – Componentes ortogonais da força de usinagem para a ferramenta wiper

 

média, 4.000 pontos, com aproximadamente 4 s de usinagem.

A figura 9 (pág. 31) mostra o comportamento das componentes estáticas da força de usinagem para as 16 amostras analisadas para a ferramenta standard e a figura 10 para a ferramenta wiper.

Em geral, nota-se uma redução de todas as componentes ortogonais da força de usinagem com a utilização da ferramenta wiper quando comparada com as forças geradas no torneamento com a ferramenta standard. A menor redução foi de 40% e, em alguns casos (como o da amostra 14), chegou a 80% nos valores de força de corte. Conforme Nassif [9], os raios da fer ramenta wiper podem possibilitar que a força total fique mais uniformemente distribuída ao longo da superfície, reproduzindo menor pressão específica de corte Ks sobre a face da ferramenta.

Pode-se observar que, para o aumento da profundidade de corte (ap) e do avanço (f), ocorre um aumento significativo (até 72% entre amostras 3 e 4), principalmente na força de corte (Fc) para a ferramenta standard, pois a força de corte se altera proporcionalmente à mudança da profundidade de corte (ap). Por outro lado, o mesmo não ocorre modificando o avanço, já que este causa a diminuição da pressão específica de corte Ks.

Além disso, é possível verificar que, em geral, o tratamento tér mico do material acar reta pequeno aumento, em média 7%, para ferramenta standard nas componentes ortogonais da força de usinagem. Já a adição do fluido de corte faz com que haja um aumento da força para as amostras com material mais dúctil. Isto pode ser explicado pelo fato de que o aço inoxidável martensítico tem a capacidade de endurecer ao ser resfriado rapidamente a partir de temperaturas elevadas (transformações martensíticas obtidas por têmpera). Esse fenômeno faz com que ocorra uma têmpera localizada dificultando o corte e aumentando os esforços envolvidos. Isto vai ao encontro dos dados obtidos, já que, para as amostras com material temperado não é possível observar diferença significativa entre as amostras com e sem utilização do meio lubrificante/refrigerante.

Souza e Rosa[12] comprovaram experimentalmente uma maior vida útil da ferramenta wiper, o que vem de acordo com os dados relativos a esforços de corte encontrados no presente trabalho. Por ser menos ou igualmente solicitada em todas as situações, pode-se dizer que, tendo em vista a ação das forças estáticas, a ferramenta wiper provavelmente responderá com uma mais longa durabilidade.

Rugosidades superficiais

As rugosidades média (Ra) e total (Rt) foram medidas em quatro pontos distintos. A figura 11 (pág. 34) mostra os resultados obtidos.

A melhor situação observada para a ferramenta standard foi a da amostra 3 [Ra = (0,84 ±0,06) μm e Rt = (4,22 ±0,46) μm] e as melhores para a ferramenta wiper foram as das amostras 5 [R a = (0,33 ±0,01) μm e Rt = (3,33 ±1,02) μm] e 14 [Ra = (0,40 ±0,06) μm e Rt = (2,49 ±1,15)

Figura 11 – Rugosidades média (Ra) e total (Rt) para as ferramentas standard e wiper

μm]. O melhor comportamento da ferramenta wiper deve-se ao fato de proporcionar uma menor altura de perfil na aresta de corte da superfície gerada. A standard não tem a mesma capacidade por ter uma diferente interação de contato entre peça e ferramenta. Os raios da ferramenta wiper e a sua parte alisadora dificultam a formação de abaulamentos e elevações (vales e picos) oriundos do aumento de f.

Vale destacar o efeito da ferramenta wiper sobre as rugosidades das amostras 5 e 14; elas apresentaram os melhores resultados dentre as 16 amostras testadas (vale lembrar que a amostra 5 tem f = 0,1 mm/rot e não tem tratamento térmico; e a amostra 14 tem f = 0,2 mm/volta e possui tratamento térmico). As superfícies apresentadas pelo torneamento com a ferramenta wiper são mais qualificadas do que as geradas pela ferramenta standard. Comparando as relações dos esforços de corte com acabamento superficial reproduzido verifica-se uma interação direta entre ambos:

Figura 12 – Superfície obtida após torneamento com ampliação de 25x

quanto maior o esforço sobre a ferramenta, menor é a qualidade do acabamento superficial.

Na comparação das amostras sem e com tratamento térmico, observa-se que as amostras que apresentaram melhores resultados tanto para a rugosidade média quanto para a rugosidade total foram as sem tratamento térmico. Para a ferramenta standard, como citado, destaca-se a amostra 3 (sem fluido de corte, ap = 0,4 mm, f = 0,1 mm/rot) e para a ferramenta wiper, a amostra 5 (com fluido de corte, ap = 0,8 mm, f = 0,1 mm/rot).

Já para as amostras com tratamento térmico, os melhores resultados com a ferramenta standard para Ra foram alcançados na amostra 11 (sem fluido de corte, ap = 0,4 mm, f = 0,1 mm/rot) e para Rt na amostra 9 (sem fluido de corte, ap = 0,8 mm, f = 0,1 mm/rot). Com a ferramenta wiper, os melhores resultados tanto para Ra quanto para Rt foram para a amostra 14 (com fluido de corte, ap = 0,8 mm, f = 0,2 mm/rot).

Na comparação das amostras sem e com fluido de corte, observa-se para a ferramenta standard que a adição do fluido gerou pequena alteração para as amostras sem tratamento térmico, isto é, com a adição houve uma redução de 4% nos valores de Ra e 10% nos valores de Rt. Já para as amostras tratadas termicamente, a adição fez com que houvesse um incremento de 25% nos valores de Ra e de 65% nos valores de Rt para f = 0,1 mm/volta, ou seja, em média tinha-se Ra = 1,27 μm e Rt = 6,57 μm.

Com a adição do fluido, os valores médios passaram a ser Ra = 1,58 μm e Rt = 10,8 μm. Entretanto, adicionar fluido gerou 4% de redução em Ra e 4% de elevação em Rt para as amostras com f = 0,2 mm/rot. Os valores médios de Ra e Rt mudaram de 2,52 μm e 11,4 μ m para 2,42 μm e 11,9 μ m, respectivamente.

Na comparação das amostras sem e com tratamento térmico para ferramenta wiper, verificou-se que, com a adição do fluido de corte, houve uma redução nos valores de Ra e Rt. Para as amostras sem tratamento térmico, a redução foi de 23% para Ra (os valores médios mudaram de 2,31 μm para 1,79 μm) e 31% para Rt (os valores médios mudaram de 15,9 μm para 11 μm). Para as amostras com tratamento tér mico, a redução foi de 30% para Ra (os valores médios mudaram de 2,74 μm para 1,92 μm) e 40% para Rt (os valores médios mudaram de 19,9 μ m para 11,9 μm).

Como já esperado, o avanço (f) é o parâmetro que mais influenciou a rugosidade, principalmente para as amostras sem tratamento térmico. Conforme Machado[6], o avanço (f) é o parâmetro mais influente sobre a rugosidade, seguido pelo raio de ponta da ferramenta (rε ). O aumento da profundidade de corte (ap) também provoca, em geral, um aumento de Ra e Rt. Isso ocorre porque ap aumenta as componentes da força de usinagem e, portanto, as possibilidades de flexões e, por conseguinte, a textura.

Em alguns casos, justamente onde se esperava que a rugosidade gerada pela ferramenta wiper fosse menor que a gerada pela standard, foram encontrados valores maiores (por exemplo, amostras 3 e 4). Nestes casos, possivelmente houve esmagamento do cavaco sobre a superfície usinada ou vibrações chatter (figura 12, pág. 36).

Conclusões

Em todas as combinações de parâmetros de cor te verificou-se que as forças geradas pela ferramenta convencional (standard) foram maiores que as geradas pela ferramenta alisadora (wiper). Isto se deve a uma distribuição mais uniforme da força sobre a superfície com a aplicação da wiper.

Para a ferramenta standard, em todos os casos, quando houve incremento ou do avanço ou da profundidade de corte, também ocorreu aumento das forças envolvidas. As forças geradas pela ferramenta wiper tiveram comportamento semelhante: apresentaram pequena redução quando houve acréscimo do avanço de f = 0,1 mm/rot para 0,2 mm/rot com profundidade de corte ap = 0,4 mm. Possivelmente isso se deu devido às influências da aresta lateral de corte, do arredondamento da ponta da aresta cortante e do atrito entre a peça e a superfície de folga da ferramenta, refletindo em uma pequena diminuição da pressão específica de corte (Ks).

O aumento da dureza do aço inoxidável martensítico AISI 420 C de 220 para 275 HB influenciou o comportamento da força passiva (Fp) para ambas as ferramentas (standard e wiper), fazendo com que Fp diminuísse. Isto caracteriza uma diminuição da deflexão elástica da peça e da ferramenta, provavelmente devido a uma menor ductilidade do material quando endurecido (maior encruamento). Já as outras componentes da força de usinagem (corte e passiva) tiveram aumento em seus valores devido ao aumento Ks pelo incremento da dureza do material.

Com relação às diferentes capacidades de reprodução de uma superfície melhor acabada com cada um dos insertos, a resposta interativa entre força e rugosidade mostrou que quanto maior a força gerada pela ferramenta de corte, menor é a capacidade de a mesma reproduzir baixa rugosidade. Esta interação ocorreu para as duas geometrias: quando ocorre diminuição da força gerada, a rugosidade também decresce. Assim, os valores médios de rugosidade média (Ra) e total (Rt) variaram de acordo com os valores RMS das componentes ortogonais da força de usinagem.

Tendo em vista que os custos das pastilhas standard e wiper são iguais, conclui-se que a utilização da ferramenta wiper é economicamente viável, mesmo quando utilizada em condições fora das recomendadas pela fabricante.

 

Referências

 

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  4. Ferraresi, D.: Fundamentos da usinagem dos metais. Edgar Blücher, 800 p., São Paulo, 1977.

  5. Kalpakjian, S.; Schmid, S. R.: Manufacturing engineering and technology. Pearson Prentice-Hall, Upper Saddle River, 6a ed., 1.176 p., 2010.

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  9. Nassif, F. B.; Rosa, G. C; Souza, A. J.: Analysis of the resulting machining forces by using standard and wiper tools in dry finish turning of AISI 420. 22nd international Congress of Mechanical Engineering (Cobem 2013), 3 a 7 de novembro, Ribeirão Preto (SP), 2013.

  10. Pereira, J. C. C.: Determinação de modelos de vida de ferramenta e rugosidade no torneamento do aço ABNT 52100 endurecido utilizando a metodologia de superfície de resposta (DOE). Dissertação (Mestrado), Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, Unifei, 140 p., Itajubá (MG), 2006.

  11. Sandvik: Manual técnico de usinagem. Sandvik Coromant, São Paulo, 2012.

  12. Souza, A. J.; Rosa, G. C.: Tool-life of wiper and standard cutting tools in finish turning of SAE 4140. Advanced Materials Research (Online), v. 845, p. 760-764, 2013.

  13. Ssina: Designer handbook: stainless steel for machining. Specialty Steel Industry of North America, 9 p., Washington D. C. Disponível em: www.ssina.com/download_a_file/machining.pdf. Acesso em: 11/10/2012, 1995.

  14. Stachurski, W.; Kruszyński, B.; Midera, S.: Influence of cutting conditions in turning with wiper type inserts on surface roughness and cutting forces. Mechanics and Mechanical Engineering, v. 16, no 1, p. 25-32, 2012.

 


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