USINAGEM DA LIGA Ti-6Al-4V: UM ESTUDO COMPARATIVO

USINAGEM DA LIGA Ti-6Al-4V: UM ESTUDO COMPARATIVO Marcos R. V. Moreira, Marcos Valério Ribeiro Departamento de Engenharia de Materiais FAENQUIL C.P. 116, CEP 12600-000, Lorena, SP Brasil mzenga@ppgem.faenquil.br João R. Ferreira Departamento de Engenharia de Produção UNIFEI CEP 37500-000, Itajubá, MG Brasil jorofe@iem.efei.br Resumo. A escolha da ferramenta adequada para uma determinada operação e a determinação correta das condições de usinagem, representam um papel importante no trabalho com metais. Isso se acentua na produção seriada, onde divergências na escolha da velocidade de corte, da ferramenta e da máquina ferramenta podem acarretar variações notáveis nos custos de fabricação. A liga Ti-6Al-4V é muito utilizada na indústria aeronáutica, principalmente na fabricação de motores, devido a algumas propriedades como resistência mecânica e resistência à corrosão em altas temperaturas. Este trabalho estudou a correlação entre os custos e produção na usinagem da liga Ti-6Al-4V, utilizando dois tornos com características diferentes, utilizando como ferramenta de corte de metal duro: TNMG 160408-23 classe ISO M10, suporte PTGNL 2020K16 e PTGNL 1616H16, VBMT VBMT 110204-UF H13A classe -ISO M15, suportes SJVBL 1616H11 e SJVBR 2020K11 (Sandvik). Palavras-chave: Usinagem, titânio, otimização, desgaste. 1 - Introdução O titânio possui uma estrutura cristalina hexagonal compacta (HC), denominada fase α, a temperatura ambiente. Esta estrutura se transforma alotropicamente para cúbica de corpo centrado (CCC), denominada fase β, à temperatura de 882ºC, Donachie (1987). Devido à sua alta relação resistência/peso, o titânio é amplamente utilizado na fabricação de avançados equipamentos industriais, na geração de energia e no transporte. É apresentada a micrografia da liga utilizada nos ensaio (Figura 1). Observa-se a fase α com grãos alongados circundados pela fase β intergranular. A usinagem da liga de titânio é dificultada basicamente devido a sua alta afinidade química com os materiais da ferramenta e a sua baixa condutividade térmica (7 W/m K) gerando alta temperatura, Bhaumik et al. (1995), o que favorece os mecanismos de desgaste. Deste calor gerado, cerca de 80% fica retido na ferramenta e 20% no cavaco, Ezugwu (1997). Apesar do processo de usinagem de ligas de Ti-6Al-4V ser de custo elevado, o crescimento de suas aplicações em várias áreas da engenharia incentiva a realização de algumas análises sobre a otimização de suas condições de usinagem. Estas indústrias se caracterizam por um grande custo na fabricação destas peças usinadas e um dos grandes motivos deste elevado custo é o custo hora/máquina. Por este motivo, é interessante diminuir os tempos de usinagem das peças e aumentar a vida das ferramentas, pois os custos hora na indústria aeronáutica são mais elevados do que nas indústrias convencionais, López de Lacalle et al. (1998). 1

Figura 1: Microestrutura da liga Ti-6Al-4V, utilizada nos testes. 2-Testes O objetivo do trabalho é obter a velocidade de máxima produção e comparar os custos e produção horária de duas máquinas-ferramenta e determinar a melhor condição de corte da liga de titânio (Ti-6Al-4V). Uma das análises do processo que permite a redução destes tempos é através da escolha correta da ferramenta, da utilização de parâmetros de corte (velocidades, avanços e profundidades de corte) coerentes com a capacidade da máquinaferramenta da utilização adequada do fluido de corte, etc. Vilella (1988). Neste trabalho foi estudada apenas a influência da velocidade de corte na produção horária e no custo de fabricação por peça, fixando o avanço (f) em 0,1 mm/volta, profundidade de usinagem (a p ) de 1 mm e velocidade de corte inicial de 70 m/min (Sandvik, 2000). Os ensaios de usinagem por torneamento cilíndrico externo foram realizados no Laboratório de Engenharia Mecânica da Universidade Federal Itajubá (UNIFEI) e no Departamento de Engenharia de Materiais (DEMAR). O torno A tem 7,5 CV e rotação máxima de 4000 rpm e o torno B tem 10 CV e rotação máxima de 4000 rpm. 3-Metodologia experimental 3.1- Operações de desbaste Para se obter o valor da v mxp, (Equação 1), o modelo aplica um procedimento adotado por Vilella (1988), para a determinação dos coeficientes (x) e (K) da equação de vida de Taylor (Equação 2). Para tanto, serão necessárias no mínimo duas condições (i e i ). A metodologia recomenda uma diferença de 20% entre as velocidades testadas (v i <v i+1 ). A partir de um critério de fim de vida pré-estabelecido, é possível então determinar lc i e lc i+1 (Equação 3) e os coeficientes (x) e (K) (Equações 4 e 5). Assim, de posse destes valores, pode-se então calcular a v mxp e confirmar a sua localização entre v i e v i+1. Entretanto, pode ser que a v mxp não esteja dentro do intervalo vc i e vc i+1. Neste caso, é necessário realizar um novo ensaio com variação da velocidade em cerca de 20% para cima ou para baixo até que o valor calculado esteja no intervalo. A análise dos custos foi baseada nos estudos realizados por Ferraresi (1977) e Coppini e Ribeiro (1995). v K mxp = x (1) ( x 1) t ft K T = (2) x v c 2

3,14* d * l f lc = (3) 1000* f lc i log lci+ 1 x = + 1 (4) vc i+ 1 log vci K x 1 = lc i. vc (5) onde: v mxp : velocidade de máxima produção ; x e K: coeficientes da equação de vida de Taylor; t ft : tempo de troca da ferramenta (min); T: vida da ferramenta (min); d: diâmetro do corpo de prova (mm); lf: comprimento do corpo de prova (mm); f: avanço (mm/volta); vc: velocidade de corte. Os tempos improdutivos (aproximação e afastamento da ferramenta) e de manuseio (colocação, fixação e retirada da peça) foram determinados através de uma média das aferições realizadas em cada ensaio. Os parâmetros de corte (velocidade de corte, profundidade de usinagem e avanço) e o critério de fim de vida (VB) foram selecionados mediante recomendação da literatura técnica, sob condição a seco. A ferramenta utilizada nos ensaios foi metal duro sem cobertura TNMG 160408-23 classe ISO M10 (Sandvik), suportes PTGNL 1616H16 (Torno A) e PTGNL 2020K16 (Torno B), VBMT 110204-UF H13A classe ISO M15 (Sandvik), suportes SJVBL 1616H11 (Torno A) e SJVBR 2020K11 (Torno B). Análise dos resultados Observa-se que as ferramentas apresentaram uma vida (lc) maior no torno B (Figura 2). Não foi possível determinar com precisão quais fatores tiveram maior influência na produção e nos custos de cada sistema máquina-ferramenta, uma vez que não possível medir esforços de corte nem tampouco as vibrações do sistema. Porém, pode-se estimar que uma combinação de fatores como maior potência, rigidez e estabilidade do torno B, pode ser um dos indicativos deste melhor desempenho, uma vez que os outros parâmetros utilizados tais como velocidade de corte, profundidade de usinagem, avanço e ferramenta de corte foram os mesmos. 3

Figura 2 - Desgaste de flanco em função do comprimento de corte: a) Torno A; b) Torno B Em função dos dados plotados (Figura 2), foi possível determinar a v mxp. Nos ensaios realizados com velocidade de corte de 70 e 85 m/min, não foi possível calcular a v mxp (Tabela 1), pois para a obtenção da raiz (Equação 1) é impossível devido ao valor negativo dentro da raiz. Foi então realizado novo ensaio com velocidade de 100 m/min e comparando com velocidade de 85 m/min, determinando-se então a v mxp de 86,86 m/min para o torno A. Observa-se que através da metodologia utilizada, a velocidade de máxima produção é muito próxima nas duas condições (tabelas 1 e 2), ficando em torno de 85 m/min. Vc i Vc i+1 Tabela 1: Resultados da metodologia (Torno A) Lc i Lc i+1 (m) (m) x K V mxp 70 85 246 279,7 0,3387096 14,817996 85 100 279,7 200 3,0483424 2,49870399 x 10 6 86,86 Vc i Vc i+1 Tabela 2: Resultados da metodologia (Torno B) Lc i Lc i+1 (m) (m) x K V mxp 70 85 654,1 646,5 1,06 844 5588,19 85 100 646,5 316,55 5,39 1,9086 x 10 11 87,3 Análise de custos Para análise de custos, foi considerada uma peça hipotética de comprimento de corte l c = 35 m. Comparativamente, o torno B apresentou um desempenho melhor com um custo de $ 1,68 por peça, 20% menor que o A e uma produção de 48 peças por hora, 13% maior. Esta diferença no desempenho das maquinas se deve a dois fatores principais, maior potência e também maior estabilidade do torno B (Figuras 3a e 3b). 4

Desempenho das ferramentas Figura 3 - Comparação dos resultados obtidos nos ensaios a)produção, b) Custos. Pode-se observar na figura 4a que a ferramenta não apresentou acúmulo excessivo de cavaco sobre sua superfície. Alguns aspectos mais detalhados do desgaste sofrido pela ferramenta, como, por exemplo, o lascamento (Figura 4b). O cavaco formado é do tipo helicoidal, (Figura 4d), com lamelas sinuosas, (Figura 4c e 4e). Figura 4 - Desgaste da ferramenta a v c =85 m/min, f=0,3 mm/volta, a p =3mm. (a) e (b) ferramenta de corte. (c), (d) e (e) Cavaco obtido. Verificou-se a superfície de folga com sulcos paralelos à direção de corte provocado pela abrasão entre a peça e a ferramenta (Figura 5c). Também é evidenciada a deterioração da superfície de saída da ferramenta, (Figura 5a), inclusive com deposição de cavaco sobre a aresta de corte (Figura 5b). Este tipo de desgaste sobre a superfície de saída da ferramenta sugere um mecanismo de adesão/difusão entre átomos da ferramenta e do cavaco e posterior remoção desta camada aderida em função da dinâmica do processo. 5

Figura 5 - (a) (c) Detalhes do desgaste da ferramenta a v c = 85 m/min, f = 0,3 mm/volta. (b) Cavaco aderido sobre a superfície de saída da ferramenta. 3.2 - Ensaios de acabamento Nas operações de acabamento, utilizando ferramentas VBMT 110204-UF H13A classe ISO M15, o critério de fim de vida da ferramenta foi Ra= 0,9 µm (Sandvik, 2000). A rugosidade foi verificada através da média de três valores defasados de 120 0 utilizando para tanto um rugosímetro portátil Mitutoyo. O aumento da velocidade de corte promove a evolução do desgaste, que desfigura a geometria da aresta cortante da ferramenta e, consequentemente influencia diretamente na área de contato cavaco-ferramenta, nas forças de corte, e determina um possível aumento no nível de vibrações no conjunto ferramenta-peça. Tudo isso contribui fortemente para piorar o acabamento da superfície usinada, Shaw (1984). Verificou-se que ao utilizar a velocidade de 100 m/min e velocidade de 110 m/min, foram obtidos valores de rugosidade (Ra) abaixo de 1 µm, valores menores, se comparado às outras condições testadas. Isso pode ser explicado pelo fato de que ao usinar com velocidades inferiores a 100 m/min [55, 70 e 90 m/min], o atrito entre a ferramenta de corte e a peça usinada proporcionou baixas temperaturas nesta interface, o que dificultou a remoção do cavaco, além de favorecer a adesão de cavaco e formação da aresta postiça de corte. Dentro das condições ótimas, foi possível obter uma superfície com rugosidade de 0,7 µm para velocidade de 110 m/min e 0,9 µm para velocidade de 100 m/min. (Figura 6a). Foram repetidas as duas melhores condições do torno A utilizando o torno B (Figura 6B). Figura 6: Rugosidade da peça em função do comprimento de corte. a) Torno A, b) Torno B. 6

Análise de custos Para a analise de produção e custos com a velocidade selecionada, foi considerado uma peça hipotética de comprimento de corte lc = 35 m. Observa-se que o desempenho dos testes na torno B é superior ao A. Há um aumento na produção da ordem de 35% e uma diminuição nos custos da ordem de 20% (Figuras 7a e 7b). Desgaste da ferramenta Figura 7: a) Produção em função da velocidade de corte. b)custos em função da velocidade de corte. A velocidade de 90 m/min teve uma influência muito significativa no desgaste da ferramenta onde foi observada profunda craterização em toda superfície de saída da ferramenta (Figura 8a), deterioração da aresta de corte, (Figura 8b), e defeitos geométricos como ranhuras paralelas e a presença de lascamento (Figura 8c), provocando um aumento excessivo na rugosidade final da peça. Figura 8: Desgaste da ferramenta a v c =90m/min, f=0,1 mm/volta, torno A. O espectro do material aderido sobre a superfície de saída da ferramenta. Este material é composto de titânio, alumínio e vanádio (Figura 9). 7

Figura 9: Difração de raios-x do material depositado sobre a ferramenta. A aresta de corte sofreu grandes modificações em sua geometria, próximo ao raio de ponta, com craterização (Figura 10a). O desgaste de flanco foi da ordem de 0,2 mm (Figura 10b), com a formação de pequenas trincas na superfície de folga da ferramenta. Também foi observada a formação de crateras na superfície de folga próximo ao raio de ponta. Figura 10: Ferramenta utilizada no torno B a 100 m/min. a) Detalhes da superfície de saída. b) Detalhes da superfície de folga. Com velocidade de corte de 110 m/min a ferramenta apresenta um desgaste maior com deposição de material sobre toda superfície de saída da ferramenta e provocando a remoção da aresta de corte oposta a usinagem, (Figura 11a). Nesta condição, o desgaste de flanco foi da ordem de 0,7 mm, inclusive com a remoção do raio de ponta da ferramenta, (Figura 11b). Figura 11: Ferramenta utilizada no torno B a v c =110m/min, f=0,1 mm/volta. 8

4 Conclusões A partir das observações que surgiram após os ensaios das arestas das pastilhas em todas as condições e pela repetitividade do fenômeno de adesão de cavaco sobre a ferramenta, constatou-se que a vida da ferramenta e a qualidade superficial da peça estão relacionadas principalmente com o mecanismo de adesão/difusão. Este mecanismo de desgaste provoca a alteração da aresta de corte, inibindo a ação do quebra cavaco, o que dificultou o escoamento do cavaco sobre a ferramenta. O desempenho do torno B foi superior ao torno A tanto no que se refere à produção quanto nos custos, entretanto, através da metodologia utilizada, a velocidade de máxima produção determinada em cada caso foi muito próxima. Para as operações de acabamento, o aumento da velocidade de corte teve influência positiva na qualidade superficial da peça para v c de 110 m/min no torno A e torno B. A produção horária das ferramentas aumenta com o aumento da velocidade de corte até um valor ótimo com posterior queda em função do rápido desgaste da ferramenta e aumento no número de trocas, o que torna o processo inviável. Além do custo inviável, a qualidade superficial apresentou níveis acima da rugosidade máxima pré-estabelecida. As melhores condições de acabamento dentro dos critérios pré-estabelecidos foram: Torno B- v c = 110 m/min., Ph = 46 peças/hora e $ 2,24/peça Torno A- v c = 100 m/min., Ph = 28 peças/hora e $ 2,81/peça Torno A- v c = 110 m/min., Ph = 30 peças/hora e $ 2,79/peça O tipo de desgaste dominante foi o de cratera. A forte tendência à deposição de material fundido sobre a ferramenta favorece o mecanismo de difusão, que envolve a passagem de material em níveis atômicos de um material para outro. 5 - Referências Bibliográficas Bhaumik, S.K. and A.K., Mat.&Des., 16 (1995) 221. Coppini, N.L., Ribeiro, M.V., Assistência Técnica Assistida por Computador aplicada na seleção de ferramentas e parâmetros de usinagem, In: Congresso Brasileiro de Engenharia Mecânica, 13, 1995, Belo Horizonte/MG. Anais do XIII COBEM: Associação Brasileira de Ciências Mecânicas, 1995. Donachie, M.J.Jr., A Technical Guide, ASM International Metals Park, OH 44073, U.S.A, 1987. Ezugwo, E.O, Wang, Z. M., Titanium alloys and their machinability, Journal of Materials Processing Technology, v.68, p.262-274, 1997. Ferraresi, D. Fundamentos da Usinagem dos Metais., 1ª ed.; São Paulo: Editora Edgard Blücher, 1977, 751 p. Komanduri, R.; Reed, W., Evaluation of carbide grades and a new geometry for machining titanium alloys, WEAR, v.92, 1983. 9

Lopez de Lacalle, L N, Llorente, J.I., Sánchez, J.A., 1998, Improving the cutting Parameters the machining of Nickel and Titanium alloys, Annals of the CIRP vol. 47 CD- ROM Sandvik Coromant, Produtos para Usinagem Ferramentas para Torneamento, Catálogo de Ferramentas para Torneamento, Sandvik do Brasil SA divisão Coromant, p. A246, abril/2000. Shaw, M.C., Metal cutting principles, Oxford Science Publication, New York, ISBN 19 859002 4, 1984. Vigneau, J., Obtendo alta produtividade na usinagem de ligas de titânio e super ligas., Maquinas e Metais, n. 380, p. 16-32, setembro 1997. Vilella, R.C. Metodologia prática visando a otimização das condições de usinagem em células de fabricação., Campinas: Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas - UNICAMP, 1988. 105 p. Tese (Mestrado). MACHINING OF Ti-6Al-4V ALLOY: A COMPARATIVE STUDY Marcos R. V. Moreira, Marcos Valério Ribeiro Departamento de Engenharia de Materiais FAENQUIL C.P. 116, CEP 12600-000, Lorena, SP Brasil mzenga@ppgem.faenquil.br João R. Ferreira Departamento de Engenharia de Produção UNIFEI CEP 37500-000, Itajubá, MG Brasil jorofe@iem.efei.br ABSTRACT: The choice of the tool adjusted for one determined operation and the correct determination of the machining conditions, represent an important aspect in the work with metals. This if accents in the line of production, where divergences in the choice of the cut speed, cutting tool and the machine-tool can cause variations notables the manufacture costs. The Ti-Al-4V alloy is very used in the aeronautical industry, mainly in the manufacture of engines, had to some properties as mechanical and corrosion resistance in high temperatures. This work studied the correlation between the costs and production in the usinagem of the Ti- 6Al-4V alloy, using two machines with different characteristics, using as tool of cut of hard metal: TNMG 160408-23 classe ISO M10, suporte PTGNL 2020K16 e PTGNL 1616H16 VBMT VBMT 110204-UF H13A class -ISO M15, supports SJVBL 1616H11 e SJVBR 2020K11 (Sandvik). Key-words: Machining, titanium, optimization, wear. 10