Palavras-chave: ferramenta wiper, ferramenta standard, força, rugosidade, aço inoxidável AISI 420C.

Transcrição

1 ESTUDO COMPARATIVO DAS FERRAMENTAS ALISADORA E CONVENCIONAL ATRAVÉS DAS FORÇAS E RUGOSIDADES RESULTANTES DO PROCESSO DE TORNEAMENTO DE ACABAMENTO DO AÇO INOXIDÁVEL AISI 420C Guilherme Cortelini da Rosa, guilherme.cortelini@ufrgs.br André João de Souza, ajsouza@ufrgs.br Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), Departamento de Engenharia Mecânica (DEMEC), Rua Sarmento Leite, nº 425 Cidade Baixa CEP Porto Alegre, RS Brasil. Resumo: Um estudo comparativo das ferramentas de corte com geometria alisadora (wiper) e convencional (standard) no torneamento em aço inoxidável martensítico AISI 420 C com duas durezas distintas (220 e 275 HB) foi realizado com o intuito de verificar a influência dos parâmetros de usinagem nos valores de força e rugosidade gerados. Neste estudo foi adotado uma velocidade de corte constante (180 m/min) e foram consideradas duas profundidades de corte (0,4 e 0,8 mm), dois avanços (0,1 e 0,2 mm/volta) e a utilização ou não de fluido de corte mineral semissintético. Buscou-se, portanto, realizar tanto uma análise detalhada das parcelas estática das três componentes ortogonais da força de usinagem (avanço, passiva e corte) quanto uma avaliação quantitativa dos parâmetros de rugosidade (média e total) gerados por ambas as geometrias de ferramentas no torneamento de acabamento do aço inoxidável AISI 420 C. Os resultados mostraram que tanto para a geometria wiper quanto para a standard, as respostas de rugosidades média e total variaram de acordo com as componentes ortogonais da força de usinagem. Além disso, as forças e as rugosidades geradas pela ferramenta wiper são em geral menores que as geradas pela standard no torneamento do aço AISI 420 C. Tendo em vista que os custos de ambas as ferramentas são iguais, conclui-se que a utilização da ferramenta wiper é economicamente viável. Palavras-chave: ferramenta wiper, ferramenta standard, força, rugosidade, aço inoxidável AISI 420C. 1. INTRODUÇÃO A escolha correta dos parâmetros de usinagem pode trazer benefícios tanto para o produto final, melhorando a parte dimensional, rugosidade superficial, como para a máquina-ferramenta, pois menores esforços durante a usinagem acarretarão na redução das forças em usinagem. Então a busca para o melhor conhecimento sobre a utilização dos parâmetros de corte (profundidade de corte a p, velocidade de corte v c e taxa de avanço f) juntamente com os parâmetros do processo (uso ou não de lubrirrefrigerante, 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 martensítico AISI 420C que, devido a suas características, é um dos aços inoxidáveis mais encontrados no mercado. Este aço 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. (Favorit, 2012). 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 (a p ), a utilização ou não do fluido lubrirrefrigerante e a influencia 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 cunha cortante durante a usinagem tendo as 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 (F c ), 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 (F f ) é a

2 projeção da força de usinagem sobre o plano de trabalho, na direção do avanço, dada pela velocidade de avanço e força passiva (F p ), é a projeção da força de usinagem perpendicular ao plano de trabalho (Machado et al. (2009)). Figura 1. Componentes da força de usinagem (adaptado de Machado et al., 2009). A força de corte (F c ) pode ainda ser definida pela Eq. (1) (Ferraresi, 1977): F c K s A K s a p f (1) Na Equação (1), K s é a pressão específica de corte e A é a área da seção transversal de corte (esta definida pelo produto entre a profundidade de corte a p [mm] e o avanço por volta f [mm/volta]). Desta equação pode-se fazer uma analogia entre a p, f e F c. Segundo Diniz et al. (2008), o aumento de f gera uma diminuição de K s. Isto ocorre, pois o coeficiente de atrito diminui. Já o aumento de a p praticamente não altera o valor de K s, a não ser para pequenos valores, pois o crescimento de a p 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 F c é diretamente proporcional ao de a p ; quando f cresce, F c não cresce na mesma proporção, já que ocorre uma diminuição do valor de K s. 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 a p /f > 5, de maneira que a influência da aresta lateral de corte sobre a aresta principal seja pequena (Ferraresi, 1977) Aço Inoxidável Martensítico Qualquer aço que possua pelo menos 10,5% de cromo em sua composição química é considerado inoxidável, pois o cromo é o elemento de liga que confere aos aços inoxidáveis sua capacidade de alta resistência à corrosão (Ssina, 1995). O AISI 420C é um aço ligado ao cromo, inoxidável, martensítico, com alta resistência mecânica até a temperatura de 400 C 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 (Favorit, 2012). O AISI 420C configura um material ideal para a fabricação de peças de alta precisão, como utensílios para cutelaria, 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, tendo as mais variadas aplicações, tais quais discos de freio, turbinas, cutelaria e equipamentos cirúrgicos Ferramentas Standard e Wiper De acordo com Sandvik (2012), as ferramentas alisadoras (wiper) possuem geralmente três ou mais raios de ponta r (podendo chegar a nove), conferindo 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 giram em torno de 30% por conseguirem atuar em altos f gerando ainda bom acabamento superficial e boa quebra de cavaco. O r 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 r 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 e a rugosidade máxima teórica (R max ) gerada na superfície usinada para um avanço f.

3 Nas Figuras 2b e 2c é possível comparar o perfil de rugosidade gerado durante a usinagem com ferramenta wiper devido ao seu r modificado, evidenciando que a mesma rugosidade pode ser encontrada para ambas as ferramentas, mas utilizando o dobro do avanço com a geometria wiper. (a) Standard (b) Wiper (c) Wiper Figura 2. Rugosidade máxima teórica gerada durante o processo de torneamento (adaptado de Stachurski et al., 2012) 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 podem contribuir com a rugosidade gerada são: marcas da quina 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 quina da ferramenta (Machado et al. (2009)). 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 (R a ) (Mesquita, 1992). A superfície obtida pelo processo de torneamento é afetada pelas condições da máquina, peça, dispositivo de fixação da ferramenta e principalmente pelo avanço f [mm/volta] e o raio de ponta r ε [mm] da ferramenta de corte. (Diniz et al., 2008; Machado et al., 2009; Kalpakjian e Schmid, 2010). O parâmetro R a consiste da média aritmética dos valores absolutos das ordenadas do perfil efetivo (medido) em relação à linha média em um comprimento de amostragem (Agostinho et al., 1990; Pereira, 2006). Além de R a, outro parâmetro internacional de rugosidade reconhecido universalmente é a rugosidade total (R t ). O parâmetro R t 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. R t é empregado quando é desejável (ou necessário) especificar a altura máxima da rugosidade, pois é diretamente influenciado por qualquer defeito ou irregularidade na superfície (Machado et al. (2009)). A Figura 3 mostra a representação gráfica dos parâmetros de rugosidade R a e R t. Na figura, L é a extensão da amostra, x é a abscissa da curva do perfil P(x) e LM é a linha média. 2. METODOLOGIA Figura 3. Rugosidades R a e R t em um perfil de superfície P(x) (Mello et al., 2012). 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) através métodos instrumentais com a utilização do Spectrolab Analytical Instruments LVFA18B, equipamento para análise de metais por meio de um sistema de leitura óptica. A Tabela 1 mostra os resultados encontrados. Tabela 1. Composição química do aço inoxidável martensítico AISI 420C. Elemento Fe Cr C Mn Ni Si S Outros Peso [%] 85,8 12,95 0,329 0,326 0,234 0,176 0,0098 0,185

4 Para 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 do corpo de prova 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 ilustra o corpo de prova utilizado nos experimentos. (a) Dimensões [mm] (b) Detalhe da fixação no Torno CNC Figura 4. Corpo de prova utilizado nos experimentos A máquina-ferramenta utilizada nos ensaios foi o Torno CNC Mazak modelo Quick Turn Nexus 100-II (Fig. 5). Figura 5. Torno CNC Mazak QTN 100-II. Nos experimentos foram usados insertos com formato triangular básico negativo (T-Max P), raio de ponta r = 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/Al 2 O 3 /TiN (GC4215) (Fig. 6). (a) TNMG MF (b) TNMX WF Figura 6. Insertos utilizados: (a) geometria convencional; (b) geometria alisadora. O sistema de fixação do inserto no suporte é do tipo cunha-grampo para minimizar as vibrações. O portaferramentas MTJNL 2020K utilizado possui ângulo de posição r = 93. Para o desenvolvimento deste trabalho, foi estudado o comportamento das amostras ao se realizar o torneamento longitudinal externo com as combinações mostradas na Tab. 2. A velocidade de corte foi mantida constante em v c = 180 m/min. Os parâmetros utilizados foram estabelecidos com base nos dados recomendados pelo fabricante. Além destes parâmetros de corte serão considerados como parâmetros de usinagem: a utilização ou não de fluido lubrirrefrigerante; sem e com tratamento térmico nas amostras. Com isso, foi gerado um total de 2 4 = 16 amostras para cada ferramenta, totalizando 32 amostras.

5 O lubrirrefrigerante utilizado como fluido de corte foi o óleo solúvel semissintético Quimatic ME-I na diluição de 1 parte de óleo para 19 partes de água. Tabela 2. Combinações de parâmetros e amostras correspondentes. Sem tratamento térmico (220 HB) Com tratamento térmico (275 HB) A seco A seco Amostra a p f Amostra a p f Amostra a p F Amostra a p f 1 0,8 0,1 5 0,8 0,1 9 0,8 0,1 13 0,8 0,1 2 0,8 0,2 6 0,8 0,2 10 0,8 0,2 14 0,8 0,2 3 0,4 0,1 7 0,4 0,1 11 0,4 0,1 15 0,4 0,1 4 0,4 0,2 8 0,4 0,2 12 0,4 0,2 16 0,4 0,2 A aquisição de sinais de força para as amostras torneadas foi feita utilizando um dinamômetro piezelétrico Kistler modelo 9129A. Na Figura 7a é possível visualizar que as componentes ortogonais da força de usinagem força passiva (F p ), força de corte (F c ) e força de avanço (F f ) 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 (Fig. 7b). O condicionamento de sinais (amplificação e filtragem) foi feito utilizando um condicionador Kistler modelo 5070A Figura 7. Sistema de aquisição de dados: (a) Dinamômetro piezelétrico Kistler modelo 9129A instalado no Torno CNC. Figura (b) Itens do sistema de monitoramento de sinais de força Kistler. Já o processamento dos sinais de força foi feito utilizando o software LabView 8.6. Utilizou-se uma VI (Virtual Instrument) específica para tal desenvolvida no Laboratório de Usinagem da UFRGS. Para todos os sinais de força (F x, F y, F z ) fez-se a aquisição a uma taxa de 1 ks/s, ou seja, 1000 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 0,01 µm, empregando um cut-off de 0,8 mm. Então, realizou-se uma demarcação na seção transversal da barra, objetivando três leituras a 120 cada e assim traçar o perfil de rugosidade em função das combinações de parâmetros (Fig. 8a). Para examinar qualitativamente a superfície usinada foi utilizado o microscópio digital USB Dino-Lite modelo AM-413ZT, com resolução de 1024 x 768 e ampliação de 25x (Fig. 8b). Figura 8. (a) Rugosímetro Mitutoyo SJ-201 e (b) Microscópio Dino-Lite AM-413ZT.

6 Força [N] Força [N] V I I I C o n g r e s s o N a c i o n a l d e E n g e n h a r i a M e c â n i c a, 1 0 a 1 5 d e a g o s t o d e , U b e r l â n d i a - M i n a s G e r a i s 3. RESULTADOS Os dados foram analisados avaliando a influência dos parâmetros de usinagem: (1) nas componentes ortogonais estáticas da força de usinagem (F p, F c, F f ); e (2) nas rugosidades média (R a ) e total (R t ) 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) durante o seu tempo de corte (t c ). Assim, para amostras com f 0,1 mm/volta foram coletados cerca de 8000 pontos, isto é, seu t c foi cerca de 8 s; já para aquelas com f 0,2 mm/volta obtiveram-se, em média, 4000 pontos, com aproximadamente 4 s de usinagem. A Figura 9 mostra o comportamento das componentes estáticas da força de usinagem para as 16 amostras analisadas para a ferramenta standard e a Fig. 10 para a ferramenta wiper. Sem tratamento térmico Com tratamento térmico a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm 500 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 Fp Fc Ff Número da Amostra Figura 9. Componentes ortogonais da força de usinagem para a ferramenta standard. Sem tratamento térmico Com tratamento térmico a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm 150 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 Fp Fc Ff Número da Amostra Figura 10. Componentes ortogonais da força de usinagem 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, (2012) os raios da ferramenta wiper podem possibilitar que a força total fique mais uniformemente distribuída ao longo da superfície, reproduzindo menor pressão específica de corte K s sobre a face da ferramenta.

7 Rugosidades [µm] V I I I C o n g r e s s o N a c i o n a l d e E n g e n h a r i a M e c â n i c a, 1 0 a 1 5 d e a g o s t o d e , U b e r l â n d i a - M i n a s G e r a i s Pode-se observar que para o aumento da profundidade de corte (a p ) e do avanço (f) ocorre um aumento significativo (até 72% entre amostras 3 e 4) principalmente na força de corte (F c ) para ferramenta standard, pois a força de corte se altera proporcionalmente à mudança da profundidade de corte (a p ); por outro lado, o mesmo não ocorre modificando o avanço, já que este causa também uma modificação, neste caso, a diminuição da pressão específica de corte, K s. Além disso, é possível verificar que, em geral, o tratamento térmico do material acarreta 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 lubrirrefrigerante. Souza e Rosa (2013) 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 solicitado 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 (R a ) e total (R t ) foram medidas em quatro pontos distintos. A Figura 11 mostra os resultados obtidos. Sem tratamento térmico Com tratamento térmico a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm a p = 0,8 mm a p = 0,4 mm 30 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 f = 0,1 f = 0,2 Ra [µm] ST Ra [µm] WP 24 Rt [µm] ST Rt [µm] WP Número da Amostra Figura 11. Rugosidades média (R a ) e total (R t ), para as ferramentas standard (ST) e wiper (WP). A melhor situação observada para a ferramenta standard foi a da amostra 3 [R a = (0,84 ± 0,06) µm e R t = (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 R t = (3,33 ± 1,02) µm] e 14 [R a = (0,40 ± 0,06) µm e R t = (2,49 ± 1,15) 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/volta e sem tratamento térmico; e a amostra 14 tem f = 0,2 mm/volta e com 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: 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 e 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, a p = 0,4 mm, f = 0,1 mm/volta) e para a ferramenta wiper, a amostra 5 (com fluido de corte, a p = 0,8 mm, f = 0,1 mm/volta). Já para as amostras com tratamento térmico, os melhores resultados com a ferramenta standard para R a foram alcançados na amostra 11 (sem fluido de corte, a p = 0,4 mm, f = 0,1 mm/volta) e para R t na amostra 9 (sem fluido de corte, a p = 0,8 mm, f = 0,1 mm/volta); com a ferramenta wiper, os melhores resultados tanto para R a quanto para R t foram para a amostra 14 (com fluido de corte, a p = 0,8 mm, f = 0,2 mm/volta).

8 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 R a e 10% nos valores de R t. Já para as amostras tratadas termicamente, a adição fez com que houvesse um incremento de 25% nos valores de R a e de 65% nos valores de R t para f 0,1 mm/volta, ou seja, em média tinha-se R a = 1,27 µm e R t = 6,57 µm; com a adição do fluido os valores médios passaram a ser R a = 1,58 µm e R t = 10,8 µm. Entretanto, adicionar fluido gerou 4% de redução em R a e 4% de elevação em R t para as amostras com f 0,2 mm/volta. Os valores médios de R a e R t mudaram de 2,52 µm e 11,4 µm para 2,42 µm e 11,9 µm 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 R a e R t. Para as amostras sem tratamento térmico, a redução foi de 23% para R a (os valores médios mudaram de 2,31 µm para 1,79 µm) e 31% para R t (os valores médios mudaram de 15,9 µm para 11,0 µm). Para as amostras com tratamento térmico, a redução foi de 30% para R a (os valores médios mudaram de 2,74 µm para 1,92 µm) e 40% para R t (os valores médios mudaram de 19,9 µm 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 et al. (2009), o avanço (f) o parâmetro mais influente sobre a rugosidade, seguido pelo raio de ponta da ferramenta (r ). O aumento da profundidade de corte (a p ) também gera, em geral, um aumento de R a e R t ; isto ocorre porque a p aumenta as componentes da força de usinagem e, portanto, as possibilidades de flexões e, por conseguinte, o aumento da 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 ouve esmagamento do cavaco sobre a superfície usinada ou vibrações chatter (Fig. 12). 4. CONCLUSÕES (a) Amostra 3 WP (b) Amostra 4 WP Figura 12. Superfície obtida após torneamento com ampliação de 25x. Em todas as combinações de parâmetros de corte 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/volta para 0,2 mm/volta com profundidade de corte a p = 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 (K s ). O aumento da dureza do aço inoxidável martensítico AISI 420 C de 220 para 275 HB influenciou o comportamento da força passiva (F p ) para ambas as ferramentas (standard e wiper), fazendo com que F p 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 K s 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 (R a ) e total (R t ) variaram de acordo com os valores RMS das componentes ortogonais da força de usinagem. Tendo em vista que os custos dos insertos standard e wiper são iguais, conclui-se que a utilização da ferramenta wiper é economicamente viável, mesmo quando utilizada em condições fora das recomendadas pelo fabricante.

9 5. RESPONSABILIDADE AUTORAL Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo deste trabalho. 6. REFERÊNCIAS Agostinho, O. L.; Rodrigues, A. C. S.; Lirani, J., 1990, Tolerâncias, Ajustes, Desvios e Análise de Dimensões, Edgard Blücher, São Paulo, 295 p. Diniz, A. E., Marcondes, F. C., Coppini, N. L., 2008, Tecnologia da Usinagem dos Materiais, 6.ed, Artliber, São Paulo, 262 p. Favorit, 2012, Aços Especiais. Catalago Técnico Favorit. 12ª Edição, Brasil. (catálogo comercial) Ferraresi, D.; Fundamentos da usinagem dos metais, São Paulo: Edgar Blücher, 1977, 800p. Kalpakjian, S. and Schmid, S.R., 2010, Manufacturing engineering and technology, 6.ed., Pearson Prentice-Hall, Upper Saddle River, 1176 p. Machado, A. R., Abrão, A. M., Coelho, R. T., da Silva, M. B., 2009, Teoria da Usinagem dos Materiais, Edgard Blücher, São Paulo, 371 p. Mello, M. S., Souza, A. J., Geier, M., 2012, Determinação empírica dos parâmetros de rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do aço AISI 4140, 7º Congresso Nacional de Engenharia Mecânica (Anais do VII CONEM), 31 Jul - 03 Ago., São Luís, MA. Mesquita, N. G. M., 1992, Avaliação e Escolha de uma Superfície Segundo sua Função e Fabricação, Florianópolis, SC, 142 p., Tese (Doutorado), POSMEC, UFSC. Nassif, F. B.; Rosa, G. C; Souza, A. J., 2013, 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), 3-7 Nov., Ribeirão Preto, SP, Brasil. Pereira, J. C. C., 2006, Determinação de modelos de vida de ferramenta e rugosidade no torneamento do aço ABNT endurecido utilizando a metodologia de superfície de resposta (DOE), Itajubá, MG, Dissertação (Mestrado), Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, UNIFEI, 140p. Sandvik, 2012, Manual técnico de usinagem, Sandvik Coromant, São Paulo. Souza, A.J.; Rosa, G. C., 2013, Tool-life of wiper and standard cutting tools in finish turning of SAE Advanced Materials Research (Online), v. 845, p Ssina, 1995, Designer handbook: stainless steel for machining. Specialty Steel Industry of North America, Washington, D.C., 9p. Disponível em: Acesso em Acesso em: 11.Out Stachurski, W., Kruszyński, B., Midera, S., 2012, Influence of cutting conditions in turning with wiper type inserts on surface roughness and cutting forces, Mechanics and Mechanical Engineering, v. 16, n. 1, p

10 COMPARATIVE STUDY OF WIPER AND STANDARD TOOLS USING MACHINING FORCES AND ROUGHNESS GENERATED ON THE FINISH TURNING OF STAINLESS STEEL AISI 420C. Guilherme Cortelini da Rosa, André João de Souza, Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), Departamento de Engenharia Mecânica (DEMEC), Rua Sarmento Leite, nº 425 Cidade Baixa CEP Porto Alegre, RS Brasil. Abstract. A comparative study of the wiper and standard cutting tools in the turning of martensitic stainless steel AISI 420 C with two different hardnesses (220 and HB 275) was conducted in order to verify the cutting parameters influence on the generated roughness and machining forces. This study used a constant cutting speed (180 m/min), two depths of cut (0.4 and 0.8 mm), two feed rates (0.1 and 0.2 mm/rev) and the use or nonuse of mineral semisynthetic cutting fluid. Therefore, a detailed analysis of the static portion of the three orthogonal machining force components (feed force, passive force and main cutting force) and a quantitative evaluation of the roughness parameters (average and total) generated by both tool geometries in the finish turning of AISI 420 C were performed. The results showed that for both tool geometries (wiper and standard) the response of average and total roughness vary according to the orthogonal components of the machining force. Furthermore, the forces and roughness generated for wiper tool are generally smaller that generated force by standard tool on turning of AISI 420 C. Since the costs of both tools are the same, it is concluded that the use of the wiper tool is economically feasible. Keywords: wiper tool, standard tool, force, roughness, stainless steel AISI 420C.