Problemas relacionados com a temperatura de corte gerada durante o processo são mais evidenciados no torneamento de aços, ferro fundido e ligas que apresentam alto ponto de fusão. Eles chegam até a dificultar a remoção do material no qual as altas taxas de deformação são necessárias para a formação de cavaco. Por isso, na  avaliação de desempenho de uma ferramenta e/ou revestimento é necessário entender os fatores que influenciam a geração de calor e o fluxo de distribuição de temperatura no material da ferramenta e da peça junto à aresta de corte.

Grande quantidade de calor gerado fica retido no cavaco (80%), e o restante é distribuído entre a ferramenta (18%) e a peça (2%). A temperatura máxima fica localizada na interface cavaco-ferramenta. Segundo Ezugwu[1] e Trent[5], as possíveis explicações para isso acontecer estão contidas nos seguintes argumentos:

 

Vários métodos, experimentais e numéricos, vêm sendo desenvolvidos ao longo do tempo, com o objetivo de determinar a temperatura gerada durante o processo de torneamento. Entre os métodos experimentais mais utilizados na medição de temperatura destacam-se[3]:

O método de elementos finitos destaca-se entre as modernas técnicas numéricas para a determinação da temperatura. Além de determinar a distribuição da temperatura na peça, o seu uso também possibilita definir o gradiente de temperatura na ferramenta de corte e até mesmo a temperatura no cavaco[3].

O principal objetivo deste trabalho é comparar a temperatura de torneamento de uma liga de alumínio na região de formação de cavaco, variando a velocidade de corte e o avanço. Foram utilizados o método experimental por inserção de termopares e o método numérico por elementos finitos.

 

Procedimento experimental

Para a calibração do termopar ferramenta/peça utilizou-se um corpo de prova de liga de alumínio 6351 com diâmetro de 51 mm e comprimento de 270 mm, além de ferramenta Sandvik de metal duro classe N10, geometria TCGX 167308PF, e porta-ferramenta STGCR 2020 K16. Combinados, ferramenta e porta-ferramenta geram um ângulo de posição χr = 91°, saída λ0 = 0°, inclinação λs = 0° e folga α0 = 7°.

Foram usadas ainda escova de grafite, base magnética para suporte da escova de grafite e manta isolante com resistência de até 1.200°C.

O passo inicial para os testes de torneamento consistiu na calibração do par termoelétrico formado pela peça e sua respectiva ferramenta. Parte do momento em que se vai medir a tensão gerada devido à diferença de temperatura ocasionada pela operação de corte. O maior cuidado é utilizar os mesmos materiais tanto para a calibração quanto para os testes de torneamento.

Para avaliar a evolução da temperatura no processo de torneamento, foi montado um sistema de coletas de dados. A principal preocupação neste tipo de montagem é garantir o isolamento da peça nas castanhas do torno e da sua contraponta, além da montagem da ferramenta no torno. As montagens esquematizadas dos sistemas de calibração e para a coleta de dados são mostradas na figura 1.

Figura 1 – Sistemas de calibração e para coleta de dados

 

Liga de alumínio

Com o objetivo de observar a influência da velocidade de corte e do avanço na temperatura entre o material e a ferramenta, foram realizados quatro ensaios para a liga de alumínio.

 

Método dos elementos finitos

Para a modelagem numérica por elementos finitos do processo de torneamento foram usadas as técnicas lagrangiana e euleriana, chamadas arbritariamente de formulação lagrangiana e euleriana. As duas são bastante parecidas. A maior diferença é que, na formulação lagrangiana, é atribuída uma malha discretizada ao corpo de prova, e o modelo do material é elastoplástico, apenas plástico ou viscoplástico. Na formulação euleriana, é assumido um fluxo através da malha para descrever o material[2].

Para a modelagem do torneamento da liga de alumínio, foi utilizado o aplicativo Deform 2D, de formulação lagrangiana com remalha automática, o que torna a simulação mais fácil. Para a modelagem do torneamento, o conjunto ferramenta-material foi reduzido a um estado de deformação plana ortogonal[2].

A análise por elementos finitos pelo aplicativo Deform 2D é similar ao processo de forjamento: a ferramenta de corte é tratada como uma matriz que penetra no corpo de prova. O cavaco forma-se pelo fluxo natural do material ao redor da ferramenta, onde o material é dividido em duas partes: uma segue paralelamente ao ângulo de inclinação e a outra, ao ângulo de folga[4].

A liga de alumínio foi modelada como material isotrópico e totalmente plástico, com uma malha de 6.000 elementos quadrados. A malha é mais fina na parte superior do material, região onde ocorre maior remoção, garantindo, assim, a convergência de resultados. Uma malha mais grosseira no restante do corpo de prova não compromete os resultados.

A equação constitutiva para descrever a curva de fluxo do comportamento da liga durante o torneamento é gerada em função da deformação, da taxa de deformação e da temperatura:

As propriedades mecânicas e térmicas da liga de alumínio foram obtidas diretamente da biblioteca do aplicativo. Já a ferramenta de corte, de carbeto de tungstênio sem revestimento, foi modelada como material isotrópico e totalmente plástico, com 600 elementos quadrados. As propriedades mecânicas e térmicas do material também foram obtidas diretamente da biblioteca do aplicativo numérico. Tendo em vista que foi considerado apenas o comportamento dos materiais no regime plástico, as propriedades elásticas não são apresentadas por serem irrelevantes no presente estudo.

Foi utilizado o atrito cisalhante na interface ferramenta-material com o valor de 0,1 para a liga de alumínio[6].

 

Transferência de calor

É comum aceitar duas fontes de geração de calor no processo de torneamento. A primeira corresponde ao trabalho proveniente da deformação plástica do material e da dissipação de calor gerado na interface ferramenta-material, os quais são praticamente convertidos em calor. Usualmente, a porcentagem da energia convertida em calor é assumida em 90%.

Para a temperatura ambiente, para o material e para a ferramenta de corte foi empregado o valor de 20°C. De acordo com Yen et al[6], a perda de calor por convecção para o ambiente dá-se pelas superfícies que não estão em contato com a ferramenta e o material, e é dada pela equação 1.

 

Liga de alumínio

Onde:

Tw = temperatura do material,

T0 = temperatura ambiente e

h = coeficiente de transferência convectiva de calor.

Para as simulações, foi adotado o valor de 50 W/m2.K para o coeficiente de convectividade térmica.

 

Resultado e discussão

A tabela 1 mostra a temperatura média na interface ferramenta-material, obtida tanto experimentalmente quanto numericamente, variando apenas a velocidade de corte. Pode ser visto que a temperatura aumenta de forma linear à medida que a velocidade aumenta. Isso é atribuído ao fato de a taxa de remoção do material em um mesmo intervalo de tempo ser maior, o que aumenta a quantidade de calor gerado e, em consequência, a temperatura.

Já a tabela 2 mostra a temperatura média na interface ferramenta-material, tanto experimentalmente quanto numericamente, variando apenas o avanço. Neste tipo de situação, a velocidade de corte foi fixada em 150 m/min e a profundidade de corte em 0,5 mm. Tais resultados indicam um aumento da temperatura de corte na interface material-ferramenta à medida que se aumenta o avanço, pois a ferramenta avançará uma distância maior em um mesmo intervalo de tempo. Isso acarreta aumento da taxa de remoção do material e, consequentemente, da temperatura.

Percebe-se que há uma boa consistência entre os resultados experimentais e simulados, exceto para o avanço de 0,05 mm/ volta. Isso pode ser atribuído, possivelmente, ao cavaco formado romper o isolamento do circuito e encostar-se às partes do torno que não estavam isoladas. Como resultado, influencia os valores.

A figura 2 mostra os históricos da evolução das temperaturas, do material e da ferramenta de corte, simuladas para todas as velocidades de corte. Percebe-se que, a partir de um determinado instante de tempo, a temperatura permanece constante, indicando que o regime de trabalho foi atingido no processo de torneamento. Nesse mesmo instante, para todas as velocidades de corte, a temperatura da ferramenta de corte foi praticamente a mesma, de 27,8°C.

Figura 2 – Evolução da temperatura da liga de alumínio (a) e da ferramenta de corte (b).

A figura 3 mostra os históricos da evolução das temperaturas, do material e da ferramenta de corte, simuladas para todos os avanços estudados. Percebe-se que o avanço tem pouca influência na temperatura do material, principalmente se comparados os avanços de 0,05; 0,10 e 0,15 mm/volta. A mesma observação é válida para a temperatura da ferramenta.

Figura 3 – Evolução da temperatura da liga de alumínio (a) e da ferramenta (b) em função do avanço.

A figura 4 mostra a distribuição da temperatura do material no instante em que o sistema alcança o regime de trabalho, para a velocidade de corte de 150 m/min com avanço de 0,05 mm/volta. Percebe-se que a máxima temperatura (131oC) está localizada na interface cavaco-ferramenta, comprovando a representação esquemática proposta por Ezugwu[1].

Figura 4 – Distribuição da temperatura na liga de alumínio para a velocidade de corte 150 m/min com avanço de 0,05 mm/volta.

Uma das vantagens do método de elementos finitos é prever determinadas situações, o que ajuda a elucidar como o processo evolui. A figura 5, para a velocidade de corte de 150 m/min com avanço de 0,05 mm/volta, mostra a zona de maior tensão efetiva, em vermelho, que está diretamente associada às regiões primária e secundária de cisalhamento. É na região primária de cisalhamento que o material passa a se deformar plasticamente, e que, junto com o avanço da ferramenta, faz com que as tensões ultrapassem o limite de resistência do material, promovendo a ruptura. A extensão dessa ruptura depende principalmente da ductilidade do material da peça.

Figura 5 – Distribuição da tensão efetiva para a velocidade de corte 150 m/min com avanço de 0,05 mm/volta.

A maior parte do calor gerado na região primária de cisalhamento é dissipada pelo cavaco, mas uma pequena fração é conduzida para a peça e aumenta a sua temperatura. Pode-se observar que a temperatura do cavaco não terá nenhuma influência na temperatura da ferramenta, porque o tempo com que uma pequena porção do cavaco passa sobre a superfície de saída da ferramenta é muito pequeno para conduzir calor.

O calor gerado pela região secundária de cisalhamento é responsável pelas temperaturas da ferramenta de corte. As altas temperaturas nas ferramentas de corte não só aceleram os mecanismos de desgaste termicamente ativados, mas também reduzem o limite de escoamento dessas ferramentas.

 

Conclusões

O modelo termomecânico de deformação plana ortogonal para o torneamento, com formação de cavaco contínuo, mostrou-se bastante apropriado para predizer a distribuição de temperatura na liga de alumínio e na ferramenta de corte, e também para a determinação da zona primária de cisalhamento.

Tanto experimentalmente quanto numericamente a temperatura na interface material-ferramenta aumenta linearmente com a velocidade de corte. O avanço apresentou pouca significância na temperatura.

Independentemente da velocidade de corte, a temperatura média da ferramenta foi cerca de 28°C quando o sistema alcançou o regime de trabalho.

O aplicativo numérico Deform 2D, de formulação lagrangiana, mostrou-se bastante eficaz, pois gerou resultados condizentes com o experimental.

 

Referências

  1. Ezugwu, E. O.: Evaluation of cermet cutting tool materials when machining G-17 cast iron. Lubrification Engineering, p. 49-55, 1993.
  2. Grzesik, W.; Bartoszuk, M.; Nieslony, P.: Finite element modelling of temperature distribution in the cutting zone in turning processes with differently coated tools. Journal of Materials Processing Technology 164-165, 1.204-1.211, 2005.
  3. Machado, A. R.; Silva, M. B.: Usinagem dos metais. Laboratório de Ensino e Pesquisa em Usinagem, Depto. de Engenharia Mecânica, Universidade Federal de Uberlândia, 1998.
  4. Shatla, M.; Kerk, C.; Altan, T.: Process modeling in machining. Part II: validation and applications of the determined flow stress data. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 41, p. 1.659-1.680, 2001.
  5. Trent, E. M.: Metal cutting. London, Butterworths ISBN 0.408.10856-8, 2a ed., 245 p., 1984.
  6. Yen, Y-Ch.; Jain, A.: Altan,T.: A finite element analysis of orthogonal machining using different tool edge geometries. Journal of Materials Processing Technology, 146, p. 72-81, 2004.

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