6-Temperatura de corte

6. Temperatura de corte

6.1. Trabalho realizado no processo de formação do cavaco

A ação da ferramenta de corte para se formar o cavaco provoca altas taxas de deformação (elastoplástica) no material usinado, fazendo com que praticamente toda a energia de deformação seja convertida em calor na região de corte. Essa energia pode ser dividida no trabalho para cisalhar o material, para formar o cavaco e a nova superfície (deformação plástica na zona de cisalhamento primária); no trabalho para movimentar o cavaco sobre a superfície de saída (deformação plástica na zona de cisalhamento secundária + atrito de escorregamento) e no trabalho necessário para mover a recém-usinada superfície sobre a superfície de folga (deformação plástica na zona de cisalhamento terciária + atrito de escorregamento).

W_corte= W_elast_. + W_dispers_. + W_estr_.+ W_plast_. + W_cisalh_. + W_atrito

· W_elast_: Trabalho de deformação elástica;

· W_dispers_:Trabalho relacionado com as energias de superfícies;

· W_estr_.:Trabalho para modificar a estrutura cristalina (quando há mudança de fase;

· W_plast_.Trabalho de deformação plástica (considerado aqui na região primária de cisalhamento);

· W_cisalh_.Trabalho de cisalhamento (deformação plástica) na zona secundária;

· W_atrito- Trabalho de atrito (cavaco com a superfície de saída e da peça com a superfície de folga da ferramenta

6.2. Zonas de cisalhamento na região de corte

O trabalho de cisalhamento do material usinado são realizados em três zonas: i) zona de cisalhamento primário (A); ii) zona de cisalhamento secundário (B-C) e ii) zona de terciária (D). Como maior parte da energia nas zonas de cisalhamentos se converte em calor, nessas regiões passam a existir três zonas de geração de calor.

A Figura 1 ilustra as zonas de cisalhamento na região de corte.

Figura 1 – Zonas de cisalhamento

A zona de cisalhamento primária (A) ocorre aproximadamente na mesma direção do plano de cisalhamento primário (Æ). Nessa região, a principal responsável pelas altas taxas de deformação é a força de cisalhamento (Fz). Já a zona de cisalhamento secundária (B e C), ocorre aproximadamente na mesma direção do plano de cisalhamento secundário. Nessa região, a principal responsável pelas altas taxas de deformação, é a força de cisalhamento (Ft).

A zona de cisalhamento terciária (D) se manifesta, principalmente devido a baixos ângulos de folga (a_o) e à presença de desgastes de flanco, que tendem a aumentar o contato cavaco-ferramenta na região de flanco.

A Figura 2a ilustra da força Fz atuando na zona de cisalhamento primário e a força Ft atuando na zona de cisalhamento secundário. A Figura 2b ilustra a resulte da força de usinagem (Fu), resultante da soma vetorial das forças que atuam nos planos de cisalhamento.

Figura 2 – a) Forças nas zonas de cisalhamento (Fz e Ft) ;b) Força resultante de corte (Fu)

6.3. Taxa de deformação nas zonas de cisalhamento

Devido as forças na zona de cisalhamento primário (Fz) e na zona de cisalhamento secundário (Ft), passam a ocorrer taxas de deformação, representadas pelas velocidade na zona de cisalhamento primário (Vz) e velocidade na zona de cisalhamento secundário (Vt), que assume seu maior valor com a velocidade do cavaco (Vcav). A Figura 4a apresenta as velocidades que ocorrem na zona de cisalhamento primário (Vz) e na zona de fluxo (Vcav). A Figura 4b mostra a deformação que ocorre no plano de cisalhamento primário em função de Fz e Vz.

Figura 3 – a) Velocidade na zona primária (Vz); b) deformações nas zonas de cisalhamento

Em função da tensão normal (s) sobre parcela B da zona cisalhamento secundário (Figura 1), o material usinado adere à superfície da ferramenta (Ag), onde passa a existir uma zona de fluxo com tensões de cisalhamento constante (tf) (Figura 3a). Dentro dessa zona, ocorre um gradiente de velocidade que varia de zero, no contato da ferramenta-cavaco, até a velocidade de saída do cavaco (Vcav) (Figura 3b).

Figura 4 –a) Tensões na zona de cisalhamento secundário; b) Variação da velocidade na zona de fluxo

Na zona de fluxo, as taxas de deformação são muito maiores que na zona de cisalhamento primária e são inversamente proporcional à distância da superfície de saída. A Figura 5 apresenta os deslocamentos dos pontos dos elementos oefx; ocdx; oab em função da deformação na zona de fluxo.

Figura 5 –Deformação na zona de fluxo

Especificamente, na zona de cisalhamento secundário, a deformação e a taxa de deformação, são dadas pelas Equações 1 e 2, respectivamente.

e=DS/DY=cotf+tg(f-g)	(1)
e=(1/DY).Vc.cosg/cos(f-g)	(2)

Na parcela C não ocorre zona de fluxo, pois o material começa a deslizar sobre a superfície usinada sendo Ft igual a força de atrito cinético.

6.4. Geração de calor nas zonas de cisalhamento

Em função das forças e velocidade atuando nos planos de cisalhamento, passa a existir quatro zonas (A, B, C e D) de transferência de calor. As parcelas de calor geradas nas zonas A e B são altamente dependentes das condições de corte, e são assumidas como sendo uniformemente distribuídas.

A parcela gerada na zona C depende do atrito cinético da superfície inferior do cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta e pode ser assumida linearmente decrescente, a partir do fim da zona de aderência, até o fim da zona de escorregamento, onde se anula.

A parcela de calor gerada na zona D depende do ângulo de folga, do desgaste de flanco e do atrito cinético da superfície recém-usinada contra a superfície de folga da ferramenta. A Equação 3 apresenta a relação de balanço de calor na região de corte. Ela permite o entender as trocas de energia envolvidas no processo de corte.

Q_A + Q_B + Q_C + Q_D = Q_cav + Q_p + Q_Ma +Q_f

(3)

Na equação 3:

· QA, QB, QC e QD: calor gerado nas zonas A, B, C e D;

· Qcav: calor dissipado para cavaco;

· Qp: calor dissipado para peça;

· QMa: calor dissipado para o meio ambiente;

· Qf: calor dissipado para ferramenta (Q_f).

Maior parcela do calor gerado na zona A (Q_A) é dissipado pelo cavaco (Q_cav), e o dissipado para a peça (Q_p), que provém das zonas A e B, representa uma pequena parcela. Esta tende a aumentar em baixas taxas de remoção e em pequenos ângulos de cisalhamento, e a reduzir em altas taxas de remoção de material.

Maior parte do calor gerado na zona B (Q_B) vai para o cavaco e para a ferramenta. Por ser esta estacionária, adquire maior temperatura, pois é improvável que o calor flua do cavaco para ela, mas a zona A (Q_A) também contribui para elevar e afetar a distribuição de temperatura na superfície de saída da ferramenta.

O calor gerado por unidade de profundidade na zona A é estimado pela Equação 4. O calor gerado por unidade de profundidade na zona B é estimado pela Equação 5.

Q_A = F_z_V_z = t_eh_V_c_cosg_o/senf_*cos [f - g_o]	(4)
Q_B = F_tV_t = t_eh_V_c_senb_a/cos [f + b_a - g_o]_*sen[f - g_o])	(5)

Assumindo que todo o trabalho mecânico no processo de usinagem seja convertido em calor, as quantidades de calor nas zonas de cisalhamentos podem ser estimadas pelas Equações 6 e 7. Onde Rc é o grau de recalque (R_c).

Q_A = F_c_*V_c	(6)
Q_B = F_t*V_t/R_c	(7)

Assumindo como fontes uniformes de calor ao longo dos planos de cisalhamento, o calor gerado nas zonas de cisalhamento pode ser estimado pelas Equações 8 e 9.

Q_A = F_c_*V_c - Q_B	(8)
Q_B = F_t_*V_cav	(9)

6.5. Temperaturas nas zonas de cisalhamento

Em função do calor gerado nas zonas de cisalhamento haverá variação da temperatura na região de corte. A elevação média da temperatura na região de interface é dada pela Equação 10.

DT_c = F_t*V_t/m_c*C_p

(10)

Na Equação 10:

· Mc: massa de material envolvido;

· Cp: calor específico da peça.

As propriedades mecânicas e térmicas da peça e da ferramenta, sua geometria e as condições de corte exercem grande influência sobre a geração e transferência de calor nas zonas térmicas. A geração do calor nas zonas de calor (A e B) dependerá, grandemente, da condutividade térmica do par ferramenta-cavaco e do método de refrigeração.

As condições de corte incluem o tipo de lubri-refrigeração e geometria, alterações geométricas que a ferramenta, por desgaste e pela geometria da ferramenta, entre outros, pois alteram os esforços nesses planos.

Os parâmetros metalúrgicos exercem influência na temperatura na região de corte (Tc). Quanto maior o ponto de fusão do principal elemento de liga do material usinado maior a temperatura na interface cavaco-ferramenta independente da velocidade. Elementos de liga que aumentam a resistência do material da peça aumentam a temperatura de interface para qualquer taxa de remoção de material. Presença de fases de baixa resistência ao cisalhamento na interface podem reduzir a temperatura.

As partículas duras como Si e SiC, com alto ponto de fusão, dureza e baixa condutividade térmica, por aumentarem a resistência do material podem aumentar bastante a temperatura na interface cavaco-ferramenta, devido ao atrito da ferramenta com essas partículas.

O aumento da velocidade de corte provoca o aumento da taxa de deformação do material (e_ts µ V_c), nas zonas A e B, o que eleva a taxa de geração de calor nessas zonas; e, portanto, maior será a temperatura na região de corte. Todavia, quanto maior a velocidade de corte, apesar de elevar a taxa de geração, menor será o fluxo de calor que flui da zona A para a peça; e da zona B para a ferramenta de corte, fazendo com que a temperatura de corte (Tc) se eleve assintoticamente a medida que a velocidade de corte (Vc) aumenta. Contudo, a velocidade de corte tem um efeito maior sobre a geração de calor na região de corte do que o avanço (f).

A Figura 6a apresenta um possível comportamento da temperatura de corte (Tc) em função da interação entre o avanço (f) e a velocidade de corte (Vc). A Figura 6b apresenta um possível comportamento da temperatura de corte (Tc) em função da interação entre a profundidade de corte (ap) e a velocidade de corte (Vc).

Figura 6 –a) Influência da interação entre avanço (f) e velocidade de corte (Vc) sobre a temperatura de corte (Tc); b) Influência da interação entre a profundidade de corte (ap) e velocidade de corte (Vc) sobre a temperatura de corte (Tc)

O aumento do avanço (f) e da profundidade de corte (ap) por aumentarem as áreas dos planos de cisalhamento (maiores taxas de remoção de material), causam a elevação dos esforços para se cortar o material. Com isso, haverá maior geração de calor na região de corte. Embora o aumento do avanço eleve a força de corte, a temperatura de corte pode ter um crescimento assintótico da temperatura nos planos de cisalhamento com o aumento do avanço (espessura do cavaco), pois avanço pode aumentar a difusividade térmica na região de corte. Desta forma, o estudo do comportamento da temperatura de corte com variação do avanço deve levar em consideração outras variáveis, tais como a condutividade térmica entre cada par ferramenta-peça e o processo de usinagem utilizado.

A Figura 7 apresenta um possível comportamento da temperatura de corte (Tc) em função da interação entre o avanço (f) e a profundidade de corte (ap).

Figura 7 – Influência da interação entre avanço (f) e profundidade de corte (ap) sobre a temperatura de corte (Tc)

A maior resistência mecânica do material, devido ao aumento da resistência ao cisalhamento (aumento na taxa de deformação do material usinado), ocasiona maior geração de calor nas zonas A e B. Este aumento de resistência pode ser também provocado pela ação refrigerante do fluido de corte nas zonas A e B.

A Figura 8a apresenta um possível comportamento da temperatura de corte (Tc) em função da interação entre o avanço (f) e a resistência mecânica (s_R). A Figura 8b apresenta um possível comportamento da temperatura de corte (Tc) em função da interação entre a profundidade de corte (ap) e a resistência mecânica (s_R).

Figura 8 – a) Influência da interação entre avanço (f) e a resistência mecânica (s_R).sobre a temperatura de corte (Tc); b) Influência da interação entre a profundidade de corte (ap) e a e a resistência mecânica (s_R). sobre a temperatura de corte (Tc)

Grandes ângulos de saída, baixo coeficiente de atrito na superfície de corte da ferramenta e a presença de elementos de livre-corte favorecem o fluxo de cavaco sobre a superfície da ferramenta (menores esforços de corte); e, portanto, inibem a excessiva elevação da temperatura de corte.

O aumento de ângulo de saída (g_o) tende a reduzir a geração de calor nas zonas A e B, pois favorece a diminuição do grau de recalque (Rc) e o deslizamento do cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta (Ag).

Alterações geométricas, tais como aquelas proporcionadas pelo desgaste de flanco, aumentam os esforços de corte, que, por sua vez, aumentam a temperatura de corte. Assim sendo, se uma ferramenta atingir considerável nível de desgaste de flanco, o calor gerado pela zona D torna-se proeminente, devido às intensas forças que aparecerão nessa região.

6.6. Impacto da elevação de temperaturas nas zonas de cisalhamento

A temperatura de corte não é um grande problema na usinagem das ligas de baixa resistência mecânica, pois seu ponto de fusão é baixo, não sendo capaz, em altas velocidades de corte, de alterar as características ou o tratamento térmico dos materiais das modernas ferramentas de corte; contudo, pode variar com a resistência da liga e a presença de elementos de livre corte na interface cavaco-ferramenta

Apesar da temperatura de corte não ser um grande problema de usinagem de baixa resistência mecânica, sua elevação a determinados patamares pode gerar mudanças microestruturais, tensões residuais na camada da superfície usinada, erros de tolerâncias e distorções na peça usinada, aumento do desgaste da ferramenta de corte e aumento de volume de material aderido na superfície da peça e na aresta de corte da ferramenta. Além disso, dependendo da resistência mecânica da liga usinada, a temperatura de corte (interface cavaco-ferramenta) pode chegar próxima ao seu ponto de fusão.

Aparecimento de distorções devido às tensões residuais, principalmente em peças com parede finas, como as empregadas na indústria aeroespacial (ligas de alumínio), amaciamento do material da peça, desgaste acelerado, quebra e destacamento na ferramenta de corte são alguns inconvenientes provocados pelas altas temperaturas na região de corte. Portanto, embora complexa, a predição da distribuição da temperatura na interface cavaco-ferramenta é muito importante para se determinar a máxima velocidade de corte, que se pode operar para não se atingir níveis críticos de temperatura.

Também, devido às altas temperaturas na interface cavaco-ferramenta, pode ocorrer adesividade de material usinado na superfície de corte da ferramenta e dissolução do revestimento da ferramenta no material usinado, principalmente quando se usina materiais com partículas duras. Essas partículas associadas a altas temperatura favorece o desgaste de flanco.

A Figura 9 apresenta alguns tipos de desgastes que podem ocorrer numa ferramenta de corte em função da temperatura na região de corte.

Figura 9 –Tipos de desgastes de ferramenta

Normalmente, as máximas temperaturas de corte localizam-se afastadas da aresta de corte. Maiores temperaturas de corte se manifestam nos planos de cisalhamento secundário e na usinagem das ligas om maiores resistências mecânicas, devido às altas taxas de deformações que ali ocorrem.

A Figura 10 esquematiza as regiões de maiores temperaturas na região de corte.

Figura 10 –Regiões de maiores temperaturas na região de corte

Embora as altas temperaturas de corte, devido ao aumento da velocidade de corte, sejam consideradas maléficas para a ferramenta de corte, elas colaboram para a fusão dos elementos de livre corte (Pb e Bi), o que melhora seus efeitos lubrificantes na melhoria da evacuação e fragilização do cavaco09.

6.7. Medição de temperatura de usinagem

6.7.1. Método do termopar ferramenta-peça

Vários métodos têm sidos desenvolvidos para a medição da temperatura de corte (Tc), mas o método do termopar ferramenta-peça, é o mais utilizado para se predizer o efeito médio das condições de corte sobre a temperatura de corte na região de interface cavaco-ferramenta.

Figura 11 –Esquema de circuito termopar ferramenta-peça

O termopar ferramenta-peça utiliza o princípio de que um metal, sujeito a um diferencial de temperatura (¶T), sofre uma distribuição de elétrons livre não uniforme, que em consequência provoca um diferencial de força eletromotriz (¶T) - fenômeno este conhecido como efeito Seebeck, cujo coeficiente (s = dE/dT).

A utilização prática do efeito Seebeck, na medição de uma determinada temperatura (T_j), necessita da utilização de dois materiais metálicos (A e B), com distintos coeficientes de Seebeck, ligados conforme esquematiza a Figura 12a (circuito básico para análise de termopares). Nele, os elementos 1, 2 e 3 são, respectivamente, as junções entre os elementos do circuito.

Figura 12 –a) Circuito termopar básico; b) Variação da FEM ao longo do circuito elétrico do termopar

Desde que os elementos de conexão do voltímetro (1 e 3) estejam à mesma temperatura (T_t), pode ser provado que a força eletromotriz (E_ab) induzida pelo gradiente entre a temperatura desejada (T_j) e a temperatura (T_t) é igual a integral caminho ao longo do circuito (Figura 12a) da diferença entre os coeficientes de Seebeck (s_ab) dos materiais (A) e (B) do termopar, em relação a temperatura (T). Sendo, portanto, E_ab = E_tj uma medida relativa à T_t, conforme apresenta a Figura 12b.

Uma forma de se estabelecer uma temperatura de referência fixa (T_r = 0 ºC) é possível, mediante os arranjos dos circuitos elétricos de termopares da Figura 13a. A Figura 13b apresenta a variação da força eletromotriz em função da temperatura da junções. Nessas figuras, T_t são temperaturas quaisquer; T_j é a temperatura desejada (junção dos termopares) - os pontos escuros, as junções entre os elementos do circuito elétrico, que permitem sua continuidade.

Figura 13-a) Circuito termopar; b) Variação da FEM ao longo do circuito elétrico do termopar

Aplicando-se a integral ao longo do circuito envolvendo as junções dos circuitos Figura 13a, pode ser provado que a força eletromotriz (E_0j) nesses circuitos dependerá apenas da temperatura desejada (T_j)

Através de adequado processo de calibração envolvendo a temperatura desejada (T_j) e a força eletromotriz do circuito (E_0j), é possível estabelecer uma relação matemática (ordem n) entre essas grandezas (Equação 12).

T_j = G(E_0j) = b₀ + b_1*E₀_j + b²_*E²_0j +...+ b_nEⁿ_0j

(12)

No sistema termopar ferramenta-peça, a força eletromotriz, devido, principalmente, ao gradiente entre a temperatura na região de corte (T_c) e a uma temperatura de referência (T_r), é tomada para predição da temperatura média na região de corte Essa técnica fornece uma distribuição média ao longo da interface cavaco-ferramenta.

Para que um sistema termopar ferramenta-peça tenha uma temperatura de referência fixa (T_r = 0º), ele deverá ser montado de acordo com as configurações da Figura 13a. Desta forma, a força eletromotriz no sistema (E_0J) dependerá apenas da temperatura de corte (T_c).

Caso não se consiga adotar uma temperatura de referência nula, a relação entre a força eletromotriz do sistema termopar dependerá do gradiente entre a temperatura de corte (T_c) e a temperatura de referência (T_r).

O maior problema na utilização de um sistema termopar ferramenta-peça está no processo de calibração; ou seja, determinação da relação da Equação 12 para o par ferramenta-peça. O método básico para isso envolve o aquecimento da junção ferramenta-peça (ligados), em um banho térmico (forno, tocha, etc.), cuja temperatura (T_j) e a força eletromotriz do circuito (E_rj) são adquiridas através de adequado dispositivo de aquisição (Figura 15) ressalta a necessidade da utilização da mesma configuração de sistema termopar, tanto na calibração, quanto no processo de medição, durante o processo de corte.

Figura 14 –a) Esquema de calibração do sistema termopar ferramenta-peça; b) Curva de calibração

6.7.2. Medição direta por inserção de termopares na ferramenta de corte.

A Figura 15 esquematiza a montagem do termopar para medição da temperatura na região de corte.

Figura 15 –Esquema de termopar instalado na ferramenta (Machado, 2009)

6.7.3. Medição do calor de radiação com sensores infra-vermelhos

A Figura 16 apresenta um esquema de medição de temperatura com sistema infra-vermelho.

Figura 16 –Esquema de medição de temperatura na região de corte (Machado, 2009)

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