A indústria de moldes e matrizes tem grande potencial de expansão e uma expressiva importância econômica. Durante a execução das peças, a etapa mais importante de fabricação é a usinagem de cavidades, que pode representar 75% do custo total do ferramental e 40% do tempo de produção ^[1]. A eletroerosão e o fresamento são os principais processos utilizados na confecção de cavidades. No entanto, segundo Ekmekci^[3], a eletroerosão apresenta desvantagens como baixas taxas de remoção, danos ao meio ambiente e interferência na integridade superficial da peça.

Como alternativa, a usinagem a alta velocidade (HSC, do inglês high speed cutting) atinge velocidade até 10 superior à normalmente utilizada, com avanços e profundidades menores do que os adotados nas usinagens ditas convencionais^[5]. A usinagem HSC proporciona melhor precisão dimensional da peça, qualidade superficial e produtividade. Tais fatores permitem a eliminação de algumas etapas durante o processo produtivo.

A usinagem HSC traz estes benefícios porque altera o mecanismo de formação de cavaco, que tem reflexo direto nos fenômenos de deformação e recalque que ocorrem durante o cisalhamento. Assim, a espessura do cavaco, que pode favorecer ou prejudicar a usinagem, depende do ângulo de saída da ferramenta, do ângulo do plano de cisalhamento e da espessura de corte^[7].

Sutter ^[6] demonstrou que o acréscimo da velocidade de corte

 

aumentou o ângulo de cisalhamento do cavaco e diminuiu sua espessura. Assis^[2] provou que o fresamento HSC de aços de baixo carbono aumentou o ângulo de cisalhamento e o grau de segmentação, e diminuiu o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco. Isso favoreceu o acabamento da peça, porém aumentou a microdureza da superfície fresada.

Não foram encontradas na literatura técnico-científica pesquisas sobre integridade superficial da peça no fresamento do aço VP100. Este artigo visa contribuir para esta temática, quantificando o efeito da velocidade de corte, do avanço por dente, da profundidade de usinagem e do sentido de corte (concordante/discordante) no grau de recalque, no grau de segmentação e no ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, bem como na microdureza subsuperficial do aço VP100 empregado na fabricação de moldes, cuja qualidade sub e superficial pode determinar sua vida em serviço.

Materiais e métodos

Os ensaios foram realizados a seco no centro de usinagem Romi, modelo Discovery 560. Foram empregados fresamentos de topo concordante e discordante, com fresa de 25 mm de diâmetro e duas pastilhas de metal duro (ISO P15) revestidas de dióxido de alumínio (Al 2O3 ), fabricadas pela Sandvik Coromant (R390 11 T3 08M-PM 4220). A largura de usinagem (10 mm) e o número de passes (quatro) foram mantidos constantes. Para a quantificação estatística dos resultados, foi empregado um experimento fatorial 24 utilizando a análise de variância (Anova), nível de significância de 5% e duas réplicas para cada condição de usinagem. O nível de desgaste da ferramenta, empregando microscopia óptica, foi monitorado visando não influir nos resultados. Os parâmetros de corte são mostrados na tabela 1.

O aço VP100, fornecido pela Villares Metals (32 HRC), é microligado ao cromo-níquel-manganês (Cr-Ni-Mn), sem similares normatizados, descrito como substituto do AISI P20 (DIN 1.2738). É indicado pelo fabricante para confecção de porta-moldes, moldes para injeção de plásticos não clorados, matrizes para extrusão de termoplásticos e moldes para sopro, entre outras aplicações. A principal vantagem deste aço é a uniformidade da sua seção, o que garante na fabricação de moldes que possuem cavidades profundas a integridade da superfície em qualquer parede. Para os ensaios de fresamento, foram empregados corpos de prova com dimensões de 15 x 22 x 100 mm.

A microdureza foi medida com o ultramicrodurômetro da marca Shimadzu, modelo DUH-211. O método empregado foi o de carregamento-descarregamento, pelo qual se aumentou a carga até um valor predeterminado, mantendo-a constante por um período de tempo estabelecido e finalizando com a descarga. Utilizou-se a escala de dureza dinâmica Martens (HMV), com indentador Vickers e carga de 50 mN (5 gf).

Um perfil de microdureza na seção transversal à superfície fresada foi obtido contendo seis indentações equidistantes 20 μm entre si, sendo a primeira impressão a 10 μm da superfície. Além das duas réplicas consideradas nos ensaios de usinagem, foram realizadas cinco medidas de microdureza em cada ponto do perfil.

O estudo do cavaco baseou-se em sua microestrutura e morfologia. Após os ensaios, os cavacos foram embutidos (na seção transversal ao plano de cisalhamento) em baquelite e lixados (220, 320, 400, 600 e 1.000), rotacionando a 90o o sentido de lixamento a cada troca de lixa. Por fim, foram polidos com alumina (1 e 0,3 μm) e pasta de diamante. Para revelar a microestrutura, foi utilizado reagente Nital a 2%, intercalado com polimento em pasta de diamante. As imagens foram registradas com um microscópio óptico Carl Zeiss Jena, modelo Neophot 21 e câmera digital Sony, modelo Cyber-Shot DSC-W80 acoplada. A figura 1 (pág. 46) ilustra o procedimento para medição do ângulo de deformação da microestrutura (η) e do grau de segmentação do cavaco (Gs).

A determinação do ângulo da microestrutura dos cavacos considerou o comprimento circunferencial constante (b) entre a extremidade do cavaco (espessura próxima de zero) e o ponto (P) de medição do ângulo de microestrutura. Este procedimento precisou ser estabelecido porque os cavacos apresentaram raios de curvatura diferentes, dependentes das condições de usinagem empregadas nos ensaios de fresamento. Considerar o comprimento circunferencial constante significa variar o ângulo (α) para raios de curvatura diferentes.

Imagens metalográficas de cavacos representativos das condições de usinagem foram inseridas no software AutoCAD, que permite ajustar a escala das imagens, além de medir e traçar com precisão arcos, retas e cotas.

Ajustadas as escalas das fotos, arcos de raio (R) foram posicionados no contorno inferior dos cavacos (interface cavaco-ferramenta), com centros (C) automaticamente definidos pelo software, visando determinar o ponto (P) por meio do comprimento circunferencial. Portanto, o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco é o ângulo entre a reta (m) paralela à microestrutura e a reta (t) tangente ao arco de raio no ponto P. O grau de recalque (Rc) foi obtido pela razão entre a maior espessura do cavaco e o avanço por dente da fresa. A maior espessura do cavaco foi obtida medindo-se em software CAD as imagens de cavacos embutidos por metalografia.

Resultados e discussão

A figura 2 (pág. 46) apresenta a influência dos fatores de controle

Figura 1 – Medição do ângulo de deformação da microestrutura do cavaco e determinação do grau de segmentação do cavaco

no ângulo de deformação da microestrutura do cavaco (η). Conforme é observado, a velocidade de corte foi o único parâmetro de corte inver-

Figura 2 – Efeito isolado dos fatores de controle sobre o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco

samente proporcional ao ângulo da deformação da microestrutura do cavaco, demonstrando influir estatisticamente na resposta. Os demais parâmetros de corte apresentaram comportamento diretamente proporcional, com destaque à baixa variação da profundidade de usinagem. A maior variação do ângulo de deformação microestrutural do cavaco ocorreu no intervalo de 34º a 39o. Quanto menor η, maior é o ângulo de cisalhamento e menor é o grau de recalque^[4].

A análise estatística quantitativa do ângulo da microestrutura do cavaco é apresentada na tabela 2. O quadro Anovaratifica o comportamento qualitativo do efeito da velocidade de corte no ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, uma vez que a probabilidade de 0,3% (valor P) foi menor que o nível de significância adotado de 5%. Assim, pode-se afirmar com 95% de confiabilidade que a microestrutura do cavaco é deformada somente pelo efeito da velocidade de corte.

A tabela 2 também prova, com base no coeficiente de Correlação de Pearson (CP), que a velocidade

Figura 3 – Efeito isolado dos fatores de controle sobre o grau de recalque do cavaco

de corte é inversamente proporcional ao ângulo de deformação da microestrutura, apresentando influência moderada. O coeficiente de Correlação de Pearson é um número adimensional que varia no intervalo fechado [-1, 1]. Valores negativos e positivos indicam, respectivamente, comportamento inversamente e diretamente proporcional à resposta analisada. Magnitudes próximas aos extremos do intervalo e à nulidade significam correlação forte e fraca, respectivamente.

A profundidade de usinagem e o avanço por dente demonstraram comportamento diretamente proporcional ao ângulo de deformação da microestrutura do cavaco. Entretanto, tiveram influência fraca e não validada estatisticamente pelos valores P maiores que o nível de significância adotado na Anova. O grau de recalque do cavaco (R_c) também foi avaliado, conforme mostra a figura 3. Nota-se que três dos quatro fatores de controle são inversamente proporcionais à resposta, sendo o avanço por dente o mais influente, dada a maior variação de R_c em torno da média. O grau de recalque é insensível à profundidade de usinagem e demonstra diminuir com o aumento da velocidade de corte e com o sentido de corte discordante no fresamento. De acordo com a figura 3, o menor avanço por dente gerou espessuras de

Figura 4 – Efeito isolado dos fatores de controle sobre o grau de segmentação do cavaco

 

cavaco até 80% maiores que a espessura de corte.

No entanto, somente por meio da Anova é possível avaliar, de fato, quais variáveis de entrada influem estatisticamente no grau de recalque. A tabela 3 (pág. 48) mostra que o grau de recalque depende apenas do avanço por dente, pois a probabilidade (valor P = 0,3%) é menor que o nível de significância α = 5% adotado na Anova. Os demais parâmetros não influem na variável de resposta. Além disso, somente o avanço por dente apresentou correlação com o grau de recalque, sendo a relação considerada moderada (≈ 0,5) e inversamente proporcional (sinal negativo). Esse resultado coincide

com o comportamento do avanço por dente mostrado na figura 3.

A figura 4 apresenta a influência do sentido de fresamento e dos parâmetros de corte no grau de segmentação do cavaco. Verifica-se que a profundidade de usinagem e a velocidade de corte não causam diferenças estatísticas na resposta, ao passo que o sentido de usinagem e, especialmente, o avanço por dente são, a priori, influentes. O comprimento das bandas de cisalhamento (h₂) alcançou 68% da espessura da lamela para o menor avanço por dente.

A Anova apresentada na tabela 4 valida a significativa influência do avanço por dente no processo de segmentação do cavaco, já que P = 3,4% < α = 5%. As demais variáveis de entrada no tratamento estatístico não apresentam significância, nem mesmo a velocidade de corte, que costuma governar, junto com o avanço por dente, o mecanismo de segmentação de cavacos em condições favoráveis (nas quais as taxas de cisalhamento são elevadas e as propriedades térmicas da peça são pobres). Novamente, apenas o avanço por dente apresentou correlação (CP) com o grau de segmentação, sendo inversamente proporcional (-) e moderada (≈ 0,4). Também constata-se no quadro Anova que as correlações da velocidade de corte e da profundidade de usinagem com o grau de segmentação são praticamente nulas, resultados que coincidem com a figura 4. Para confrontar qualitativamente o processo de formação de cavaco em baixo e alto avanços por dente, dois exemplares de cavaco das condições de fresamento C2 e C5 são apresentados na figura 5 (pág. 52). Estes cavacos foram escolhidos mesmo tendo sido gerados sob velocidades de corte diferentes, pois somente o avanço influiu estatisticamente no grau de segmentação do cavaco.

Observa-se que o cavaco C2 (figura 5a) é contínuo (sem distinção entre as lamelas de bainita) e mais espesso que o cavaco C5 (figura 5b), já que a escala das imagens e a região de medição no cavaco (b) é a mesma (figura 1a). A redução na espessura e o acentuado grau de segmentação são nítidos no cavaco C5, pois a superfície superior do cavaco apresenta típica forma de dente de serra e as lamelas, separadas por bandas estreitas de cisalhamento intenso, apresentam pouca deformação.

Estes mecanismos distintos de formação de cavaco foram gover-

Figura 5 – Cavaco contínuo C2 (a) e segmentado C5 (b)

 

nados pelo avanço por dente, condição em que o cavaco é formado adiabaticamente, sem troca de calor por convecção com o meio e por condução com a ferramenta e peça. Apesar de o material da peça não apresentar pobres propriedades térmicas, o processo de formação de cavaco por cisalhamento catastrófico foi influenciado pelo pré-endurecimento da peça, que gerou mais calor e o concentrou na zona de corte.

Apesar da maior velocidade de corte na usinagem HSC, a integridade superficial da peça pode ser preservada, pois a maior geração de calor na zona de corte é

Figura 6 – Efeito isolado dos fatores de controle sobre a microdureza subsuperficial da peça fresada

conduzida junto ao cavaco (efeito térmico) e a diminuição da espessura do cavaco minimiza o grau de recalque e a microdureza superficial da peça (efeito mecânico).

O comportamento da micro dureza medida a 10 μ m abaixo da superfície fresada (na seção transversal da peça) é mostrado na figura 6. Nota-se que a velocidade de corte e o avanço por dente foram diretamente proporcionais à microdureza subsuperficial, ao passo que o sentido do corte e a profundidade de usinagem foram inversamente proporcionais. O avanço por dente foi o fator mais influente na resposta, uma vez que causou maior variação da microdureza em torno do valor médio. A conclusão somente pode ser confirmada por meio da Anova (tabela 5).

No quadro Anova, verifica-se que nenhuma variável de entrada experimental influiu estatisticamente na microdureza subsuperficial da peça fresada, pois os valores P foram maiores que o nível de significância adotado na análise estatística (α = 5%). Isso significa que a avaliação qualitativa do efeito dos fatores de controle na resposta, como mostrado na figura 6, necessita de validação quantitativa, uma vez que o avanço por dente demonstra ser influente visualmente, mas sem significância quantitativa (P = 9,6% > α = 5%).

Assim, a microdureza subsuperficial da peça fresada é insensível ao sentido de fresamento, à velocidade de corte, à profundidade de usinagem e ao avanço por dente, no intervalo de exploração experimental considerado. Como não houve significância dos fatores da resposta, não se faz necessária a análise de correlação entre as variáveis de entrada e saída.

Figura 7 – Perfis de microdureza das amostras usinadas nas condições C3 concordante (a) e C8 discordante (b)

Apesar da constatação de não significância dos parâmetros de corte e do sentido de fresamento na microdureza, na figura 7 são apresentados dois perfis de microdureza representativos das condições de usinagem C3 (concordante) e C8 (discordante) para verificação do comportamento da microdureza na subsuperfície fresada.

É possível constatar que a variabilidade das medidas de microdureza para ambas as condições de fresamento foi baixa, sem ultrapassar 5% no caso de maior dispersão. Além disso, dois comportamentos distintos podem ser classificados em todos os 32 perfis obtidos: microdureza constante, independentemente da profundidade medida, e tendência a aumento a partir do interior do material (≈ 4.000 HMV). Porém, não há validade estatística, dada a variabilidade das medidas, apesar de pequena. As condições de menor avanço por dente tenderam a um perfil constante da microdureza (figura 7a) e as de maior avanço, a um perfil crescente da microdureza com a proximidade da superfície fresada (figura 7b). Algumas ocorrências de camadas efetivamente encruadas (não superiores a 50 μm de profundidade) foram observadas de forma isolada, não conduzindo à significância na Anova.

Conclusões

O aumento da velocidade de corte reduz o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, ao passo que o aumento do avanço por dente diminui o grau de recalque e de segmentação do cavaco. A profundidade de usinagem e o sentido de corte (concordante/discordante) não afetam o processo de formação de cavaco.

Apesar de o aço VP100 não possuir pobres propriedades térmicas, a segmentação do cavaco foi governada por um processo adiabático (cisalhamento catastrófico). Devido ao pré-endurecimento do material da peça, o calor concentrado na zona de corte formou estreitas bandas de cisalhamento com deformação localizada e lamelas com pouca ou nenhuma deformação bainítica.

O mecanismo de formação de cavaco influiu decisivamente na integridade superficial da peça. O efeito térmico, devido ao calor dissipado junto ao cavaco a altas velocidades de corte, associado ao efeito mecânico da menor espessura do cavaco, que fazem respectivamente diminuir o grau de recalque, não causou variação significativa no perfil de microdureza subsuperficial da peça.

Referências

1] Albano, A. E.: Análise comparativa entre os processos de fresamento 3 e 5 eixos para a fabricação de moldes. Dissertação, Sociedade Educacional de Santa Catarina, Joinville, 2008.

2] Assis, C. L. F.: Efeito do fresamento com alta velocidade de corte na usinabilidade de aços ferríticos com grãos ultrafinos. Dissertação, Universidade Estadual Paulista, Ilha Solteira, 2010.

3] Ekmekci, B.: Residual stresses and white layer in electric discharge. Applied Surface Science, v. 253, n o 23, p. 9.234-9.240, 2007.

4] Ferraresi, D.: Fundamentos da usinagem dos metais. Ed. Edgard Blücher, São Paulo, Brasil, 754 p., 1970.

5] Schützer, K. et al.: Usinagem em altíssimas velocidades. Ed. Érica, São Paulo, Brasil, 114 p., 2003.

6] Sutter, G.: Chip geometries during high-speed machining for orthogonal conditions. International Journal of Machine Tools and Manufacture, v. 45, no 6, p. 719-726, 2005.

7] Trent, E. M.; Wright, P. K.: Metal cutting. Butterworth Heinemann, Boston, EUA, 446 p., 2000.