A evolução da tecnologia e dos processos de manufatura tem demandado uma fabricação cada vez maior de produtos miniaturizados em diferentes áreas da indústria, tais como automotiva, médica, biotecnológica, telecomunicações, eletrônica e óptica. O processo de miniaturização objetiva produzir microcomponentes com novas aplicações, bom desempenho e alta qualidade, requerendo métodos de produção que tenham confiabilidade e repetibilidade [3-6].

A microusinagem mecânica, realizada por meio do corte, tornou-se uma boa opção por utilizar ferramentas de corte miniaturizadas para promover a remoção do material com boa precisão e acabamento superficial.

O microfresamento possibilita a produção de microcomponentes em três dimensões com alta complexidade geométrica, podendo-se processar uma grande variedade de materiais metálicos e não metálicos, como polímeros e cerâmicas [1;3]. Entretanto, com a diminuição do volume do material removido, a dimensão da espessura do cavaco não deformado pode ser comparada à do raio da aresta de corte da ferramenta. Como resultado, o corte pode ocorrer com um ângulo de saída efetivo altamente negativo [2] e uma pequena variação na espessura do cavaco não deformado pode influenciar a sua formação e o processo de corte. Dessa forma, no corte em microescala, a relação entre a espessura de cavaco não deformado e o raio de aresta da ferramenta define o mecanismo de remoção do cavaco.

Figura 1 – Dimensões dos corpos de prova (mm) (a) e ferramenta de corte para os ensaios de microfresamento (b)

 

Chae et al [4] apresenta o conceito de espessura mínima de cavaco (hmin), segundo o qual o cavaco não irá se formar a menos que a espessura do cavaco não deformado seja maior que hmin. Quando a espessura do cavaco não deformado é menor que hmin, o material é submetido a um mecanismo de deformação elastoplástica (plowing), sem que ocorra cisalhamento e remoção efetiva de material. À medida que a espessura do cavaco não deformado se aproxima e ultrapassa o valor de hmin, o plowing diminui consideravelmente, o cisalhamento efetivo do material começa a ocorrer e toda a espessura do cavaco não deformado é retirada, formando o cavaco completamente.

Esse mecanismo de formação de cavaco no corte em microescala gera o efeito de escala, um fenômeno comum nas operações de microusinagem. Ele é caracterizado pelo aumento substancial da energia específica de corte para usinagens com espessura de cavaco não deformado muito reduzida, um reflexo do aumento da tensão de escoamento do material devido à diminuição da zona de corte [8]. Segundo Liu et al [7], esse fenômeno tem uma grande influência nas forças de corte, na formação de cavaco e no acabamento superficial durante a usinagem em microescala. Como consequência, diversos estudos têm sido desenvolvidos para compreender os mecanismos governantes do efeito de escala, investigando a influência do raio de aresta da ferramenta no processo de formação de cavaco, as forças e a energia específica de corte envolvidas nas operações de microusinagem, a fim de garantir que o corte ocorra sem danos à integridade superficial do material.

Assim, o objetivo deste estudo é avaliar o efeito global das condições de usinagem, e o isolado de cada parâmetro de corte – avanço por dente (fz) e profundidade de usinagem (ap) – na microdureza e energia específica de corte da peça, no microfresamento do aço ABNT 1045 aplicado em micromoldes.

Materiais e métodos

Os ensaios de fresamento foram executados em um centro de usinagem CNC Hermle C800U sem aplicação de fluido lubrificante/refrigerante. A velocidade de corte (vc = 60 m/min) foi mantida constante e a largura de usinagem (ae) foi adotada como o valor do diâmetro da fresa utilizada no ensaio (ae = df), simulando um processo de usinagem de cavidades e canais em moldes e matrizes. O avanço por dente (fz) e a profundidade de usinagem (ap) foram adotados como as variáveis de entrada e a microdureza e energia específica de corte (u) da peça foram adotadas como as variáveis de saída. A tabela 1 (pág. 29) apresenta a matriz experimental.

 

A Análise de Variância (Anova) foi aplicada considerando três réplicas de cada condição de usinagem e intervalo de confiança de 95%. Uma nova ferramenta foi utilizada para cada condição de usinagem para eliminar a influência do desgaste nas variáveis de saída. Análises através de microscopia óptica e microscopia eletrônica de varredura das ferramentas e microanálise química quantitativa dos cavacos não identificaram qualquer desgaste das ferramentas ou formação de aresta postiça de corte.

Foram empregadas duas fresas de topo inteiriças de metal duro, com duas arestas e revestidas nitreto de titânio-alumínio (TiAlN), com diâmetros (df) 0,8 e 2 mm da Seco Tools (920ML008-MEGA-T e 920ML020-MEGA-T), caracterizando a transição entre microfresamento e macrofresamento.

Figura 2 – Montagem experimental no centro de usinagem CNC para os ensaios de microfresamento

Os ensaios de fresamento foram realizados em corpos de prova de um aço comercial ABNT 1045 com 204 HV de dureza (material “como recebido”).

A figura 1 (pág. 29) apresenta o corpo de prova e a ferramenta de corte utilizados nos ensaios de microfresamento. As medições de microdureza foram realizadas empregando-se um ultramicrodurômetro Shimadzu, modelo DUH-21. A microdureza foi determinada através da escala de dureza dinâmica Martens (HMV)

Figura 3 – Efeito da condição de usinagem na microdureza da peça próxima à superfície fresada. Indentações realizadas na seção transversal das peças, paralela à direção do avanço da ferramenta, a 10 μm abaixo das superfícies fresadas

com indentador Vickers, utilizando uma carga de 20 mN (2 gf). Foram efetuadas dez repetições em cada um dos 6 pontos de medição na seção transversal à superfície usinada, espaçados de igual forma, sendo o primeiro ponto a 10 μm da superfície usinada e os 5 pontos seguintes equidistantes 20 μm um do outro para refinar a discretização nesta região mais suscetível a uma interferência microestrutural. A profundidade total avaliada pela microdureza, determinada com base na literatura e em testes realizados, foi de 110 μm.

A energia específica de corte foi obtida pela integração numérica do sinal da força de corte no tempo e multiplicando-a pela razão entre a velocidade de corte e o volume removido de cavaco (vol = ae x ap). Para aquisição da força de corte, empregou-se o amplificador de carga 5233A e os dinamômetros piezelétricos 9256C2 e 9257BA da Kistler para o micro e o macrofresamento, respectivamente. Matlab V.7.9.0.529 (R2009b), placa de aquisição USB-6216 e Labview V.7.1 TM da National Instruments foram utilizados para o pós-processamento e aquisição dos sinais de força, considerando uma taxa de aquisição de 30 kHz. A figura 2 apresenta a montagem experimental dos ensaios no centro de usinagem.

Resultados e discussão

A figura 3 apresenta a microdureza subsuperficial da peça gerada após as usinagens em micro e macroescala, considerando, como comparação, a microdureza do material na condição “como recebido” (CR). Observa-se que todas as condições de usinagem aumentaram a microdureza subsuperficial da peça, exceto a condição C3 em-

Figura 4 – Efeito dos parâmetros de corte no acréscimo de microdureza superficial da peça microfresada (a) e macrofresada (b)

pregada na usinagem em macroescala, pois a variabilidade das medidas alcançou a microdureza do material da peça “como recebido”. O microfresamento aumentou a microdureza em média 45,1%, ao passo que o macrofresamento elevou em 17,3% em média, considerando o material “como recebido” como referência. Portanto, o microfresamento exerceu o efeito de escala de forma mais significativa. Apesar da grande variabilidade associada à microdureza da peça, há um indicativo de aumento da microdureza com o aumento da área da seção de corte (de C1 para C4), considerando ambas as escalas de usinagem.

 

O quadro Anova apresentado na tabela 2 confirma a não significância das condições de usinagem, por meio da análise dos parâmetros de corte como fatores de controle, na microdureza subsuperficial final das peças.

É possível notar que nenhum dos fatores foi significativo no aumento de microdureza subsuperficial da peça usinada, de modo a diferenciar entre as condições de usinagem, uma vez que as probabilidades P (P-valor) superaram o nível de significância adotado (α = 5%). Verificou-se também que não houve interação entre os fatores de controle. A Anova foi validada pelo Teste de Normalidade KolmogorovSmirnov. Apesar da não significância dos parâmetros de corte, a figura 4 mostra que a microdureza é diretamente proporcional ao avanço por dente e à profundida- de de usinagem, o que ratifica o comportamento ascendente das microdurezas médias apresentado na figura 3, independente da escala de usinagem empregada.

Com respeito à profundidade encruada abaixo da superfície usinada, aplicou-se a Anova “One-Way” em cada profundidade medida, visando avaliar diferenças significativas de microdureza em relação à microdureza do material “como recebido”. Pode-se afirmar com confiabilidade de 95% que o processo de microfresamento encruou uma camada de 50 μm, enquanto o macrofresamento alcançou apenas 10 μm. Para profundidades respectivas maiores, em cada escala, não foram identificadas diferenças estatísticas em relação à microdureza do material CR, podendo-se inferir que não houve encruamento.

A maior extensão de encruamento subsuperficial da peça microfresada (5x) está associada ao efeito de escala e aumento da energia específica de corte, pois o avanço por dente e a profundidade de usinagem muito reduzidos geram forças de deformação (plowing) e atrito proporcionalmente mais representativas em relação à força de corte. Assim, a formação de cavaco é dificultada devido ao maior recalque da aresta da ferramenta sobre o material da peça, uma vez que o raio de aresta da ferramenta passa a ser significativo comparando-se com a espessura de corte, até atingir a espessura mínima de formação de cavaco.

Figura 5 – Efeito da condição de usinagem na energia específica da peça, comparando os processos de micro e macrofresamento

A figura 5 apresenta a variação da energia específica decorrente das condições de usinagem (e implicitamente dos parâmetros de corte) e da escala de usinagem (micro e macrofresamento).

No fresamento em microescala, o aumento de fz em 2x levou a uma redução média de 22% do valor da energia específica de corte. Por outro lado, o aumento do ap em 2x reduziu a energia específica, em média, 13%. No fresamento em macroescala, o aumento de fz em 2x levou a uma redução média de 18%. Por outro lado, o aumento do ap em 2x reduziu a energia específica em média de 7%.

Como forma de comprovar as sensibilidades distintas de fz e ap, com respeito à influência na energia específica de corte, fez-se o quadro ANOVA, apresentado na tabela 3 (pág. 34), para estes fatores de controle.

Verifica-se que o fz e o ap são significativos na energia específica, tanto para macro como para microfresamento, pois o valor da probabilidade P (P-valor) foi menor que o nível de significância adotado (α=5%). A análise estatística foi validada pelo Teste de Normalidade Kolmogorov-Smirnov e constatou-se que não houve interação entre os fatores de controle. Analisando-se o Coeficiente de Correlação de Pearson (CP) também verifica-se que o avanço por dente apresenta correlação mais forte com a energia específica de corte e inversamente proporcional, em comparação à profundidade de usinagem, independentemente da escala de usinagem.

Graficamente, também é possível notar na figura 6, o comportamento e a variação do avanço por dente e da profundidade de usinagem em torno do valor médio de energia específica, tanto para macro como microfresamento.

Ambos avanço por dente e profundidade de usinagem apresentam relação inversamente proporcional com a energia específica, ou seja, a energia específica aumenta com a redução de fz e ap, com maior significância do primeiro sobre o segundo (maior variação em torno da média), mas o ap não pode ser desprezado.

Conclusões

O efeito de escala, cuja principal variável indicadora de sua ocorrência é a energia específica de corte, demonstra ser governado pelo mecanismo de endurecimento superficial e subsuperficial da peça, causado pela elevação das tensões na zona de cisalhamento primária, que se reflete na superfície da peça usinada, pela zona (de deformação) plástica ao redor do contato peça-ferramenta. O efeito de escala pode ocorrer tanto em macro como em microusinagem, mas é mais pronunciado no microfresamento, dados os parâmetros de corte ap e fz reduzidos, e mais influenciado pelo fz.

Referências

1] Alting, L.; Kimura, F.; Hansen, H. N.; Bissaco, G.: Micro engineering. Cirp Annals, Manufacturing Technology, v. 52, no 2, p. 635-658, 2003.

2] Bissaco, G.; Hansen, H. N.; de Chiffre, L.: Micromilling of hardened tool steel for mould making applications. Journal of Materials Processing Technology, v. 167, no 2-3, p. 201-207, 2005.

3] Câmara, M. A.; Campos Rubio, J. C.; Abrão, A. M.; Davim, J. P.: State of the art on micromilling of materials, a review. Journal of Materials Science & Technology, v. 28, no 8, p. 673-685, 2012.

4] Chae, J.; Park, S. S.; Freihet, T.: Investigation of micro-cutting operations. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 46, no 3-4, p. 313-332, 2006.

5] Dornfeld, D.; Min, S.; Takeuchi, Y.: Recent advances in mechanical micromachining. Cirp Annals, Manufacturing Technology, v. 55, no 2, p. 745-768, 2006.

6] Komatsu, T.; Yoshino, T.; Matsumura, T.; Torizuka, S.: Effect of crystal grain size in stainless steel on cutting process in micromilling. Procedia Cirp, v. 1, p. 150-155, 2012.

7] Liu, X.; Devor, R. E.; Kapoor, S. G.: The mechanics of machining at the microscale: assessment of the current state of the science. Journal of Manufacturing Science and Engineering, v. 126, no 4, p. 666-678, 2004.

8] Simoneau, A.; Ng, E.; Elbestawi, M. A.: Chip formation during microscale cutting of a médium carbon steel. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 46, no 5, p. 467-481, 2006.


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