UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA FACULDADE DE ENGENHARIA DE BAURU ANTHONY GASPAR TALON BAURU 2023 APLICAÇÃO SUSTENTÁVEL DE DIFERENTES TÉCNICAS DE LUBRIRREFRIGERAÇÃO NO PROCESSO DE RETIFICAÇÃO DE CERÂMICA AVANÇADA ANTHONY GASPAR TALON Dissertação apresentada ao Programa de Pós- Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, como requisito à obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. Orientador: Prof. Dr. José Claudio Lopes Coorientador: Prof. Dr. Eduardo Carlos Bianchi BAURU 2023 APLICAÇÃO SUSTENTÁVEL DE DIFERENTES TÉCNICAS DE LUBRIRREFRIGERAÇÃO NO PROCESSO DE RETIFICAÇÃO DE CERÂMICA AVANÇADA T152a Talon, Anthony Gaspar Aplicação sustentável de diferentes técnicas de lubrirrefrigeração no processo de retificação de cerâmica avançada / Anthony Gaspar Talon. -- Bauru, 2023 81 f. Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual Paulista (Unesp), Faculdade de Engenharia, Bauru Orientador: José Claudio Lopes Coorientador: Eduardo Carlos Bianchi 1. Usinagem. 2. Retificação. 3. Mínima Quantidade de Lubrificante (MQL). 4. Cerâmicas Avançadas. 5. Rebolo de Diamante. I. Título. Sistema de geração automática de fichas catalográficas da Unesp. Biblioteca da Faculdade de Engenharia, Bauru. Dados fornecidos pelo autor(a). Essa ficha não pode ser modificada. UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA Câmpus de Bauru ATA DA DEFESA PÚBLICA DA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO DE ANTHONY GASPAR TALON, DISCENTE DO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA, DA FACULDADE DE ENGENHARIA - CÂMPUS DE BAURU. Aos 17 dias do mês de fevereiro do ano de 2023, às 14:00 horas, por meio de Videoconferência, realizou-se a defesa de DISSERTAÇÃO DE MESTRADO de ANTHONY GASPAR TALON, intitulada APLICAÇÃO SUSTENTÁVEL DE DIFERENTES TÉCNICAS DE LUBRIRREFRIGERAÇÃO NO PROCESSO DE RETIFICAÇÃO DE CERÂMICA AVANÇADA. A Comissão Examinadora foi constituida pelos seguintes membros: Prof. Dr. JOSÉ CLAUDIO LOPES (Orientador(a) - Participação Virtual) do(a) Departamento de Engenharia Mecanica / Campus de Bauru, Prof. Dr. LUIZ EDUARDO DE ANGELO SANCHEZ (Participação Virtual) do(a) Departamento de Engenharia Mecanica / Faculdade de Engenharia de Bauru UNESP, Prof. Dr. MANOEL CLÉBER DE SAMPAIO ALVES (Participação Virtual) do(a) Departamento de Materiais e Tecnologia / Faculdade de Engenharia de Guaratingueta UNESP. Após a exposição pelo mestrando e arguição pelos membros da Comissão Examinadora que participaram do ato, de forma presencial e/ou virtual, o discente recebeu o conceito final:_ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ . Nada mais havendo, foi lavrada a presente ata, que após lida e aprovada, foi assinada pelo(a) Presidente(a) da Comissão Examinadora. Prof. Dr. JOSÉ CLAUDIO LOPES Faculdade de Engenharia - Câmpus de Bauru - Avenida Engenheiro Luiz Edmundo Carrijo Coube, 14-01, 17033360, Bauru - São Paulo http://www.feb.unesp.br/posgrad_mec/index.phpCNPJ: 48.031.918/0030-69. José Claudio Lopes Máquina de escrever APROVADO A minha noiva Maria Luiza e aos meus pais Airton e Agnes por sempre me apoiarem e me incentivarem nos estudos. Ademais, agradeço ao meu orientador e todos os professores que contribuíram para que esse estudo fosse possível. AGRADECIMENTOS Primeiramente, agradeço a Deus, pela oportunidade que me foi concedida de estar nesse universo e pela força que me foi dada para superar os desafios que enfrentei. Agradeço imensamente minha noiva, Maria Luiza, por me incentivar a seguir nessa jornada e por ter compreensão nos momentos que estive ausente em busca dos meus sonhos. Agradeço profundamente aos meus pais, Airton e Agnes, por sempre me incentivarem nos estudos e me ensinarem que conhecimento nunca é demais. Serei eternamente grato pelo esforço que fizeram para garantir minha educação. Expresso profunda gratidão ao meu orientador Professor Doutor José Claudio Lopes e meu Coorientador Professor Titular Eduardo Carlos Bianchi, por todas as oportunidades que me foram concedidas e por confiarem em mim desde o início da graduação. Agradeço também pela amizade e ensinamentos que levarei por toda vida. Agradeço ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica da Faculdade de Engenharia da Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, campus Bauru, e a todos os professores que contribuíram para minha formação, especialmente ao Professor Titular Luiz Eduardo de Angelo Sanchez, ao Prof. Dr. Cesar Renato Foschini, Prof. Dr. João Eduardo Guarnetti dos Santos, Prof. Dr. Luiz Daré Neto e Prof. Dr. Vicente Luiz Scalon, pelo apoio, amizade e pelos conhecimentos que foram passados ao longo desses anos. Agradeço aos servidores Dr. Hamilton José de Mello e Hélio Aparecido de Souza por todo suporte e todos os momentos de amizade durante esta pesquisa. Sem o apoio dos senhores, não seria possível desenvolver essa pesquisa. Agradeço a oportunidade de desenvolvimento profissional concedido pelo Laboratório de Usinagem por Abrasão e por todas as amizades que levarei para a vida toda, em especial aos meus companheiros: André Bueno Tavares, Bruno Kenta Sato, Fernando Sabino Fonteque Ribeiro, Henrique Ricciardelli Riehl, Kaic Aparecido da Silva, Lucas de Martini Fernandes, Mateus Vinícius Garcia, Rafael Lemes Rodriguez e Rodrigo Ráfaga de Souza. Vocês foram essenciais na minha vida. Ademais, ficam meus sinceros agradecimentos a todos que de forma direta ou indireta tenham contribuído com esta pesquisa. “Aqueles que se sentem satisfeitos sentam-se e nada fazem. Os insatisfeitos são os únicos benfeitores do mundo.” (Walter S. Landor) RESUMO Existe uma crescente demanda por projetos com materiais que serão utilizados em aplicações inertes, onde nenhuma reação física ou química pode interagir com os elementos ao seu redor. Juntamente com a demanda desses projetos, surge a necessidade de estudar os processos de fabricação desses materiais. Nesse sentido, um novo conceito de processo de fabricação precisa ser explorado, pois os estudos sobre aplicações cerâmicas avançadas como elementos internos de motores, estruturas aeronáuticas, sensores, supercondutores, capacitores e principalmente como biomateriais aplicados como próteses e órteses pela medicina, começam a ganhar espaço. No entanto, ainda faltam estudos sobre os processos de fabricação em larga escala desses produtos, principalmente relacionados à sua retificação. Portanto, é fundamental estudar as melhores formas de processamento de materiais que serão essenciais para as indústrias mecânica, eletrônica e biológica em um futuro próximo. Além disso, estudos sobre cerâmicas avançadas têm se tornado cada vez mais indispensáveis, baseados em fatores como alto valor agregado devido à dificuldade de fabricação aliada ao alto impacto ambiental causado por este processo. No entanto, as cerâmicas avançadas são materiais de difícil usinagem devido às suas propriedades de alta dureza e fragilidade, tornando necessários processos de fabricação mais complexos, como a retificação. Portanto, este trabalho explorou diversas condições aplicadas à cerâmica avançada, abordando as principais variáveis utilizadas pelas indústrias mundiais, sendo elas: rugosidade (Ra), desvio de circularidade, desgaste diametral do rebolo, razão G, potência de retificação e análise de custos do processo. O processo de retificação utilizado na pesquisa foi do tipo cilíndrica externa de mergulho utilizando um rebolo diamantado aplicado a quatro diferentes velocidades de avanço: 0,25, 0,50, 0,75 e 1,00 mm/min. Além disso, foram utilizados dois sistemas de aplicação de fluido de corte no processo: técnicas de lubrificação convencional e MQL, com vazão de 15 l/min e 100 ml/h, respectivamente. Os resultados indicaram que o MQL gerou uma perda de qualidade nas variáveis de saída e apresentou custos mais elevados ao processo. Nesse sentido, o MQL não se mostra como uma alternativa viável para a retificação de cerâmicas com rebolo de diamante. Palavras-chave: Retificação. MQL. Cerâmica avançada. Rebolo de diamante. ABSTRACT The growing demand for current and future projects lacks materials development and their manufacturing process, mainly when they need to be used in inert applications, where no physical or chemical reaction can interact with the elements around them. In this sense, a new manufacturing process concept needs to be explored because studies about advanced ceramic applications as internal elements to engines, aeronautical structures, sensors, superconductors, capacitors and mainly as biomaterials applied as prostheses and orthotics by medicine begin to gain space. However, there is still a lack of studies on the large-scale manufacturing processes of these products, mainly related to their grinding. Therefore, it is crucial to study the best ways of processing materials that will be essential to the mechanical, electronic and biological industries in the near future. Furthermore, studies about advanced ceramics have become increasingly indispensable, based on factors such as high added values due to the difficulty of manufacturing combined with the high environmental impact caused by this process. However, advanced ceramics are materials with difficult to machine because of their high hardness and fragility properties, becoming required manufacturing processes more complex, such as grinding. Therefore, this paper explored several conditions applied to advanced ceramic, approaching the main variables used by worldwide industries, being: surface roughness (Ra), roundness error, diametral wheel wear, Razão G, grinding power and analysis costs process. The grinding process used in the research was of kind plunge combined to a diamond wheel applied to four different feed rates: 0.25, 0.50, 0.75 and 1.00 mm/min, in which two systems by application of cutting fluid in the process were also used: flood and MQL lubri-refrigeration techniques, with a flow rate of 15 l/min and 100 ml/h, respectively. The results indicated that the MQL generated a loss of quality in the output variables and presented higher costs to the process. In this sense, the MQL does not appear to be a viable alternative for grinding ceramics with diamond grinding wheels. Keywords: Grinding, Diamond wheel, Advanced ceramic, MQL. LISTA DE FIGURAS Figura 1 Representação da cinemática na retificação. ............................................................. 23 Figura 2 Retificação Cilíndrica Externa de Mergulho, adaptado (MALKIN, 1989) .............. 24 Figura 3 Três componentes da força na retificação (Rowe, 2014). ......................................... 24 Figura 4 Formação de cavaco por um grão abrasivo, adaptado (MALKIN, 1989). ................ 26 Figura 5 Ciclo de uma retificação cilíndrica (Hassui e Diniz, 2003 - modificado). ................ 27 Figura 6 Retificação Cilíndrica Externa de Mergulho, adaptado (MALKIN, 1989). ............. 28 Figura 7 Características dos abrasivos. ................................................................................... 34 Figura 8 Influência do grau de recobrimento de dressagem na topografia do rebolo (OLIVEIRA, 1988). ................................................................................................................. 44 Figura 9 Ciclo de variação da potência (Rowe, 2014-modificado). ........................................ 54 Figura 10 Dimensões da peça .................................................................................................. 58 Figura 11 Montagem experimental com (a) lubrirrefrigeração convencional e (b) MQL ...... 59 Figura 12 Metodologia para medição do desgaste diametral do rebolo .................................. 60 Figura 13 Rugosidade para cada condição de usinagem ......................................................... 62 Figura 14 Microscopia confocal da superfície retificada para (a) convencional a 0,25 mm/min, (b) convencional a 1,00 mm/min, (c) MQL a 0,25 mm/min e (d) MQL a 1,00 mm/min. ...... 64 Figura 15 Desvio de circularidade para cada condição de usinagem ...................................... 65 Figura 16 Desgaste diametral do rebolo para cada condição de usinagem ............................. 66 Figura 17 Razão G para cada condição de usinagem .............................................................. 68 Figura 18 Potência de retificação para cada condição de usinagem ........................................ 69 Figura 19 Custo do processo para cada condição de usinagem ............................................... 70 LISTA DE SÍMBOLOS μ Coeficiente de atrito [ - ] A Área média no topo dos grãos abrasivos [mm2] a Profundidade de corte real [mm] ap Profundidade de corte [mm] b Largura do rebolo [mm] cd Profundidade radial de corte [mm] ds Diâmetro do rebolo [mm] dw Diâmetro da peça [mm] ec Energia específica [J/mm3] Fa Força axial [N] Fn Força normal [N] Ftc Força tangencial [N] G Relação G [ - ] heq Espessura equivalente de corte [µm] K Força de corte unitária [N] lc Comprimento de contato [mm] ns Rotação do rebolo [rpm] nw Rotação da peça [rpm] P Potência de corte [W] p Pressão unitária [N/mm2] Qw Taxa de remoção de material no tempo [mm3/s] Q’w Taxa específica de remoção de material no tempo [mm3/mm.s] Ra Rugosidade média aritmética [µm] Rz Rugosidade total [µm] vf Velocidade de avanço do rebolo [mm/min] vs Velocidade tangencial do rebolo ou velocidade de corte [m/s] vw Velocidade da peça ou velocidade de trabalho [m/s] Zs Volume de rebolo gasto [mm3] Zw Volume de material removido [mm3] CBN Nitreto de boro cúbico [ - ] MQL Mínima quantidade de lubrificação [ - ] SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO .............................................................................................................. 17 1.1. Motivação .............................................................................................................................. 20 1.2. Objetivo geral ....................................................................................................................... 21 1.3. Objetivos específicos ............................................................................................................ 21 2. REVISÃO DA LITERATURA ..................................................................................... 21 2.1. Processo de retificação ......................................................................................................... 21 2.2. Cinemática da retificação .................................................................................................... 22 2.3. Danos térmicos causados pela retificação .......................................................................... 23 2.4. Retificação cilíndrica externa de mergulho ....................................................................... 24 2.4.1. Força tangencial de corte ........................................................................................................ 24 2.4.2. Mecanismos de formação de cavaco ...................................................................................... 25 2.4.3. Ciclo da retificação externa de mergulho ............................................................................... 26 2.5. Parâmetros no processo de retificação ............................................................................... 27 2.5.1. Profundidade de corte (a) ....................................................................................................... 28 2.5.2. Comprimento de contato (Lc) ................................................................................................ 29 2.5.3. Taxa de remoção de material (Qw) ........................................................................................ 30 2.5.4. Velocidade de corte (Vs) ........................................................................................................ 31 2.5.5. Velocidade da peça (Vw) ....................................................................................................... 31 2.5.6. Velocidade de mergulho (vf) .................................................................................................. 32 2.5.7. Espessura equivalente de corte (heq) ..................................................................................... 32 2.6. Rebolo .................................................................................................................................... 33 2.6.1. Dureza do rebolo .................................................................................................................... 33 2.6.2. Estrutura do rebolo ................................................................................................................. 34 2.6.2.1. Abrasivos ................................................................................................................................ 35 2.6.2.2. Granulometria ........................................................................................................................ 36 2.6.2.3. Friabilidade ............................................................................................................................ 36 2.7. Tipos de abrasivos ................................................................................................................ 37 2.7.1. Diamante ................................................................................................................................ 37 2.8. Ligantes ................................................................................................................................. 39 2.8.1. Resinoide ................................................................................................................................ 40 2.9. Dressagem ............................................................................................................................. 41 2.10. Fluido de corte ...................................................................................................................... 44 2.10.1. Problemas na utilização do fluido de corte ............................................................................ 46 2.10.2. Custos dos fluidos de corte ..................................................................................................... 47 2.10.3. Manutenção e descarte ........................................................................................................... 48 2.10.4. Mínima quantidade de lubrificante – MQL ............................................................................ 49 2.11. Variáveis de saída do processo ............................................................................................ 51 2.11.1. Rugosidade ............................................................................................................................. 51 2.11.2. Relação G ............................................................................................................................... 52 2.11.3. Circularidade .......................................................................................................................... 52 2.11.4. Microscopia confocal ............................................................................................................. 53 2.11.5. Potência de retificação ........................................................................................................... 54 2.11.6. Análise de custos na retificação ............................................................................................. 55 2.12. Cerâmicas Avançadas .......................................................................................................... 55 3. MATERIAIS E MÉTODOS .......................................................................................... 57 4. RESULTADOS E DISCUSSÃO ................................................................................... 61 4.1. Rugosidade ............................................................................................................................ 61 4.2. Desvios de circularidade ...................................................................................................... 64 4.3. Desgaste diametral do rebolo .............................................................................................. 66 4.4. Razão G ................................................................................................................................. 67 4.5. Potência de retificação e análise de custos ......................................................................... 68 5. CONCLUSÕES .............................................................................................................. 71 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................... 72 REFERÊNCIAS .................................................................................................................... 73 17 1. INTRODUÇÃO O processo de retificação envolve a redução de irregularidades superficiais na peça, oriundas de etapas anteriores do processo de fabricação como torneamento, fresamento ou sinterização, por exemplo (ROWE, 2014a). A remoção do material é realizada por atrito entre o rebolo e a peça (RODRIGUEZ et al., 2020a). O rebolo é uma ferramenta composta de grãos abrasivos aderidos por um ligante. Os grãos abrasivos podem ser óxidos de alumínio, carbeto de silício, nitreto cúbico de boro e diamante, de acordo com a dureza e reação química do processo (LOPES et al., 2021, 2022; TALON et al., 2021). Além disso, não possuem uma forma geométrica pré-definida (MALKIN; GUO, 2008a). Os ligantes podem ser resinóides, vitrificados ou metálicos e devem ser escolhidos de acordo com a aplicação (DENKENA et al., 2016). As arestas de corte perdem eficiência durante o processo de retificação devido ao atrito e ao calor, diminuindo a eficiência de corte, aumentando a temperatura e intensificando o desgaste do rebolo, o que torna possível alterações dimensionais e geométricas na peça (JAVARONI et al., 2020; KING; HAHN; DEVEREUX, 2009; RODRIGUEZ et al., 2020a). Além disso, com o desgaste do rebolo, há um aumento da área de contato, o que gera um aumento do gasto energético (LOPES et al., 2022; SATO et al., 2022). Portanto, a friabilidade do grão abrasivo e o tipo de ligante são essenciais para que, de acordo com o aumento das forças de usinagem, ocorra a ruptura e liberação desses grãos, gerando novas arestas de corte e mantendo a potência de usinagem constante (LOPES et al., 2019b). O processo de retificação proporciona excelente acabamento superficial, precisão dimensional e geométrica, tornando-se a principal opção na usinagem de materiais com determinadas especificidades, como na fabricação de cerâmicas avançadas (DA SILVA et al., 2020; JIANG et al., 2013; ROWE, 2014b). Este tipo de material possui propriedades mecânicas como resistência ao desgaste, temperatura e corrosão (DA SILVA et al., 2020). Tais propriedades resultam da combinação de ligações iônicas e covalentes em sua microestrutura (AYODE OTITOJU et al., 2020). Comparada às ligas metálicas especiais, a cerâmica avançada vem ganhando espaço no mercado aeroespacial devido à sua resistência térmica e baixa densidade, permitindo a produção de equipamentos com menor peso e maiores faixas de temperatura de operação (DAMBATTA et al., 2017). No entanto, a retificação de cerâmica avançada é um processo complexo, pois sua dureza e fragilidade dificultam a remoção do material por meio de grãos abrasivos comuns. Portanto, é necessário o uso de um rebolo diamantado (NAKAI et al., 2015). O rebolo diamantado consiste em um corpo com uma camada de abrasivos (DING 18 et al., 2014). Os corpos dos rebolos são feitos de resinas reforçadas com fibras de carbono, reduzindo significativamente o peso do rebolo (RODRIGUEZ et al., 2019a). Em seguida, o corpo recebe uma camada externa composta por grãos abrasivos de diamante sintético (ARTINI; MUOLO; PASSERONE, 2012). Os rebolos diamantados geralmente possuem ligações resinóides ou metálicas devido aos altos níveis de adesão de grãos e resistência ao desgaste abrasivo (TIAN et al., 2019). Tais especificações tornam o investimento de compra elevado e, quando somadas às técnicas de lubrificação-refrigeração, a retificação se torna responsável por cerca de 70% do custo final de fabricação do produto (LAKHDAR et al., 2021). Devido ao atrito, a usinagem por abrasão apresenta altas forças e temperaturas de trabalho (YANG et al., 2019). Além disso, devido à curta fase de deformação elástica e plástica da cerâmica avançada, há dificuldades na formação do cavaco, contribuindo para o surgimento de tensões superficiais e fraturas, o que pode reduzir a resistência à fadiga do produto final (YANG et al., 2019). No entanto, a integridade da superfície do produto é garantida com técnicas corretas de lubrificação e refrigeração (YANG et al., 2019). Nesse sentido, o fluido de corte reduz a temperatura através de trocas térmicas na zona de corte, inserindo filmes lubrificantes na interface rebolo-peça e limpando os poros do rebolo. Essa limpeza é feita expelindo os cavacos e evitando o empastamento (JAVARONI et al., 2019). Atualmente, a técnica de lubrirrefrigeração convencional insere centenas de litros de fluido na interface de corte, garantindo excelente lubrificação, refrigeração e limpeza (RODRIGUEZ et al., 2019b). No entanto, quando em contato com o rebolo em altas velocidades, o fluido forma névoas compostas de água e óleo, que os operadores podem inalar (WANG et al., 2016). Com toda a complexidade química dos fluidos de corte, essas partículas de aerossol desencadeiam diversas doenças ocupacionais, como dermatites alérgicas, dificuldades respiratórias e câncer de pulmão e laringe. Cerca de 20 a 30% dessas doenças resultam da inalação de partículas com fluidos lubrificantes (WANG et al., 2016). Em consonância com isso, os fluidos de corte de base mineral não biodegradáveis contêm em suas composições diversos componentes tóxicos que também são prejudiciais ao meio ambiente (GARCIA et al., 2020). Quando descartados de forma inadequada, contaminam a água, o solo e o ar (CHETAN; GHOSH; VENKATESWARA RAO, 2015). Portanto, com o aumento dos ideais ecologicamente corretos, regulamentações rígidas são criadas pelos órgãos ambientais para o descarte correto desses fluidos, tornando o processo complexo e caro (BENEDICTO; CAROU; RUBIO, 2017). Dada a exigência ambiental, técnicas alternativas como a Quantidade Mínima de Lubrificante (MQL) têm ganhado espaço nos processos de fabricação mecânica (DE MORAES et al., 2019). Ao 19 contrário da técnica convencional de lubrirrefrigeração, o MQL utiliza um fluxo controlado de lubrificante de até 200 ml/h, pulverizado em um jato de ar comprimido, direcionado para a zona de corte (ROBERTO et al., 2007). Assim, o fluido descartado é reduzido exponencialmente no final do processo juntamente com o tamanho da névoa gerada pela rotação do rebolo, quando comparado aos 60 l/h utilizados no processo da técnica de lubrirrefrigeração convencional (HADAD, 2015). No entanto, a técnica de MQL ainda não é atrativa para um percentual grande de empresas, em função de algumas barreiras a serem superadas (HADAD; SHARBATI, 2016). Devido à lubrificação-refrigeração ser feita apenas com óleo, há uma perda considerável na capacidade de troca de calor na região de corte (WANG et al., 2016). Além disso, o calor específico do óleo é baixo em relação à água, com cerca de 70% do calor transferido para a peça; por outro lado, cerca de apenas 36% do calor é transferido para a peça com a técnica de lubrirrefrigeração convencional (RODRIGUEZ et al., 2020b; SATO et al., 2021). Lopes et al. (2022) estudaram o comportamento da técnica MQL na retificação do aço VP50, mostrando que parâmetros como rugosidade superficial apresentaram variações de 13%, 17% e 16% para as velocidades de avanço de 0,25, 0,50 e 0,75 mm/min, respectivamente, quando comparado com a técnica de lubrirrefrigeração convencional. Apesar do aumento, os valores ainda são inferiores à rugosidade superficial máxima de 1,6 μm aceita pelo processo de retificação (MALKIN; GUO, 2008a). No entanto, no mesmo trabalho, houve um aumento de 40% para energia específica gasta ao aplicar o MQL. Como a retificação está no final do processo de produção, o produto chega a esta etapa com um custo agregado de toda a cadeia produtiva, isto é, há um valor passivo embutido (BRUZZONE et al., 2008; DE SOUZA et al., 2021). Portanto, caso o produto saia das especificações de projeto após o processo de retificação, esse valor deve ser desembolsado novamente (JAYAL et al., 2010). Isto posto, estudos de análises comparativas dos custos de implantação de uma técnica de lubrificação-refrigeração são essenciais para minimizar passivos trabalhistas e ambientais e proporcionar menores custos para aplicação de processos ecologicamente corretos (DEBNATH; REDDY; YI, 2014; LEE et al., 2013). Assim, um rebolo diamantado foi utilizado em diferentes velocidades de avanço: 0,25, 0,50, 0,75 e 1,00 mm/min, combinado com duas técnicas de lubrificação-refrigeração (convencional e MQL). Para tanto, foram realizadas diversas análises: rugosidade média aritmética (Ra), microscopia confocal, desvio de circularidade, desgaste diametral do rebolo, razão G, potência de retificação e custo do processo. 20 1.1. Motivação As cerâmicas avançadas estão se tornando cada vez mais aplicáveis na indústria, em função das suas propriedades específicas, como a resistência à corrosão, resistência ao calor, dureza, etc. Entretanto, os projetos de peças cerâmicas são complexos, uma vez que a resistência mecânica teórica da peça pode ser muito diferente da resistência mecânica real em função de defeitos em sua microestrutura. Nesse sentido, estudar os processos de fabricação das cerâmicas avançadas se faz extremamente necessário, uma vez que processos inadequados podem ocasionar perda da integridade física e geométrica da peça. Contudo, em função de sua elevada dureza, as cerâmicas avançadas comumente são retificadas com rebolos de diamante. Tais ferramentas possuem um custo elevado, o que torna esse processo extremamente caro. Além disso, o diamante tem propriedades térmicas que fazem com que o calor na zona de corte seja muito prejudicial à vida da ferramenta. Isto posto, faz-se necessário a aplicação de fluido de corte. Contudo, os fluidos de corte trazem consigo diversas discussões acerca de seus impactos ambientais e os perigos à saúde humana. Nesse sentido, estudos sobre alternativas para a técnica convencional de aplicação de fluidos de corte vêm surgindo para minimizar os impactos da utilização desses e para adequar as empresas no cenário de sustentabilidade que a sociedade vem exigindo das companhias. A técnica de Mínima Quantidade de Lubrificante (MQL) surge para suprir essa necessidade e atender os aspectos ecológicos dos processos de usinagem, além de, normalmente, gerar uma redução de custos ao processo. Entretanto, estudos bibliométricos realizados em bancos de dados internacionais como Scopus, Google Scholar, Science Direct e outros, comprovaram que o meio acadêmico carece de estudos acerca do tema de retificação de cerâmicas com rebolo de diamante utilizando a técnica de Mínima Quantidade de Lubrificante. Portanto, existe uma tendência de crescimento na utilização de cerâmicas avançadas na indústria e no apelo da sociedade por processos mais sustentáveis, contudo, existem poucos estudos acerca de processos mais sustentáveis para cerâmicas avançadas. Nesse sentido, a presente pesquisa visa trazer resultados para ampliar o conhecimento do meio acadêmico, ao passo, que traz informações relevantes para uma indústria em pleno desenvolvimento e expansão. 21 1.2. Objetivo geral Avaliar o desempenho da técnica de Mínima Quantidade de Lubrificante (MQL) em diferentes velocidades de avanço na retificação cilíndrica de Alumina com rebolo de diamante. 1.3. Objetivos específicos − Analisar o desempenho entre duas técnicas de lubrirrefrigeração no processo de retificação de alumina; − Averiguar a influência das diferentes velocidades de avanço e o quão isso impacta na qualidade superficial e geométrica da peça, relacionando com a potência consumida no processo; − Relacionar os resultados obtidos para as variáveis de saída do processo com o custo de produção para verificar se os resultados do MQL podem ser justificados pela redução de custos do processo. − Verificar se a utilização do MQL pode gerar maiores desgastes no rebolo de diamante em função do menor poder refrigerante dessa técnica. 2. REVISÃO DA LITERATURA Neste capítulo é apresentado uma revisão da literatura sobre os principais assuntos abordados neste trabalho, onde serão tratados sobre o processo de retificação, características do rebolo de Diamante, friabilidade dos grãos abrasivos, cerâmicas avançadas, além das variáveis de saída no processo de retificação cilíndrica e outros temas análogos à pesquisa. 2.1. Processo de retificação Usinagem por abrasão é um processo onde a superfície de corte não é só distribuída como também é organizada de forma aleatória (MARINESCU et al., 2013). Na retificação, a ferramenta apresenta geometria de corte indefinida, diferentemente de torneamento e fresamento, uma vez que os abrasivos apresentam arestas de corte irregulares (REN, Y. H.; ZHANG, B.; ZHOU, [s.d.]). A remoção de material no processo de retificação é feita pelo rebolo, ferramenta na qual os grãos abrasivos estão dispostos de forma irregular (RASIM; MATTFELD; KLOCKE, 22 2015), e ocorre por fricção, deformação e cisalhamento do material, sendo este último responsável pela formação do cavaco, enquanto a fricção e a deformação consomem energia sem remover material (SINHA et al., 2016). A retificação é um dos processos finais de uma peça, destinado a dar acabamento e tolerâncias, tendo então muito valor agregado. Logo, um erro nesta etapa pode custar caro. Por conseguinte, os parâmetros da retificação devem ser muito bem definidos (ANDERSON; WARKENTIN; BAUER, 2008). Segundo Sinha et al. (2016), a retificação é um processo complexo e dinâmico, muito aplicado na fabricação de peças de alta qualidade, com tolerâncias mais restritas, além de um excelente acabamento superficial. Silva et al. (2020) afirmam que o processo de retificação é de alta complexidade, envolvendo diversas variáveis, e por isso, é muito sensível a qualquer alteração, desde as condições de usinagem ou o ambiente de trabalho, até a habilidade do operador. Na retificação, a ferramenta abrasiva apresenta uma velocidade tangencial maior comparada com outros processos de usinagem, tais como torneamento e fresamento, atingindo velocidades de entre 20 m/s e 45 m/s na retificação convencional e podendo ser maior em retificação de alta velocidade, chegando a 140 m/s ou mais (MARINESCU et al., 2013). Hassui e Diniz (2003) afirmaram que a maioria dos pesquisadores de usinagem relatam que a retificação é um objeto de difícil estudo, uma vez que envolve muitas variáveis e é sensível a pequenas alterações nos seus valores, além de utilizar uma ferramenta de formato irregular. 2.2. Cinemática da retificação A Figura 1 exemplifica as variáveis do processo de retificação, onde 𝑑𝑠 e 𝑑𝑤 são respectivamente o diâmetro do rebolo e o diâmetro da peça, sendo que o rebolo gira com uma velocidade tangencial 𝑉𝑠 e a peça de gira com uma velocidade tangencial 𝑉𝑤. 𝑉𝑓 é a velocidade de avanço do rebolo em relação a peça, 𝑎 é a profundidade de penetração do rebolo na peça, e a força tangencial 𝐹𝑡 e a força normal 𝐹𝑛 são as resultantes do processo. 23 Figura 1 Representação da cinemática na retificação. Além disso, a retificação pode ser concordante (como na Figura 1), onde rebolo e peça giram em sentidos opostos, ou discordante, onde rebolo e peça giram no mesmo sentido. Na forma concordante, o grão abrasivo penetra na maior profundidade de corte quando entra em contato com a peça e vai reduzindo gradativamente a penetração, o que gera forças de corte menores, além de melhoria superficial e redução do desgaste do rebolo (ROWE, 2014a). Já de maneira discordante, ocorre o oposto e o grão penetra na menor profundidade de corte e vai aumentando gradativamente. 2.3. Danos térmicos causados pela retificação Na retificação, muitos grãos abrasivos estão em contato com a peça em determinado instante, porém apenas parte deles estão efetivamente cortando e removendo material. Logo, os outros grãos estão apenas se movendo sobre a superfície da peça, o que gera alto atrito, e por consequência, altas temperaturas (TAWAKOLI et al., 2009). As altas temperaturas geradas no processo podem ocasionar queima visível na peça, como manchas ou descoloração, ou defeitos microestruturais onde se altera a microestrutura do material, ocasionando redução da dureza superficial, o que gera aumento das tensões residuais e resulta em redução da resistência a fadiga. Pode ocorrer a têmpera ou retêmpera do material, além de expansões térmicas não controladas, ocasionando erros dimensionais e de forma (normalmente são de circularidade), além da possibilidade de formação de trincas no material (DA SILVA et al., 2007; IRANI; BAUER; WARKENTIN, 2005). As causas da queima devem ser devidamente estudadas, uma vez que, segundo Anderson et al. (2008) esse é o erro mais comum de se ocorrer na retificação. 24 2.4. Retificação cilíndrica externa de mergulho Segundo Diniz e Oliveira (2008) na retificação cilíndrica externa de mergulho, o rebolo avança perpendicularmente à superfície retificada e geralmente o rebolo é mais espesso que a peça, possibilitando a usinagem de várias superfícies simultaneamente. Na retificação cilíndrica externa de mergulho, o rebolo se move na direção do corpo de prova com uma velocidade de mergulho (𝑉𝑓), sendo esta velocidade muito menor do que a velocidade tangencial da peça (𝑉𝑤), que é geralmente menor do que a velocidade periférica do rebolo (𝑉𝑠) (Marinescu et al., 2013). Figura 2 Retificação Cilíndrica Externa de Mergulho, adaptado (MALKIN, 1989) Segundo Silva Neto (2012) a retificação a cilíndrica externa de mergulho se destaca por ser um processo rápido e econômico. 2.4.1. Força tangencial de corte Durante a retificação cilíndrica externa de mergulho, o vetor resultante da força exercida na peça pelo rebolo (Fa), pode ser decomposto em um vetor da força normal e um vetor da força tangencial (MALKIN; BITTER, 1989). Figura 3 Três componentes da força na retificação (Rowe, 2014). 25 Segundo Marinescu et al. (2007) a força tangencial de corte é dada pela equação (1): 𝐹𝑡 = 𝑏 × ℎ𝑚á𝑥 × 𝑘𝑠 + µ × 𝑏2 × 𝜋 × 𝑘𝑛 4 (1) Onde b (mm) é a largura média no topo dos grãos abrasivos; Ks (N/mm2) é a pressão específica de corte; µ é o coeficiente de atrito entre grão e peça e Kn (N/mm2) é a tensão de escoamento do material. Logo, a partir da equação (1) é possível concluir que a força tangencial de corte é afetada principalmente pela espessura máxima do cavaco e a largura média no topo dos grãos abrasivos. Então, o tamanho do grão abrasivo e a resistência do ligante do rebolo são cruciais no aumento das forças de corte durante o processo de retificação (LI et al., 2002). Ao retificar, os grãos abrasivos do rebolo tendem a perder sua geometria original, e por consequência, seu grau de afiação, originando um aumento dos esforços na remoção de material. Dessa forma, ocorre também o aumento da força tangencial de corte. Segundo Schwarz et al. (2015), um rebolo gasto tende a dar um acabamento superficial menos rugoso, mas, em contrapartida, aumenta as chances do aparecimento de danos térmicos, formação de lóbulos e trepidações. Com a força tangencial de corte é possível verificar o desempenho dos rebolos, detectar a ocorrência do macro e micro desgaste, verificar a capacidade de fixação dos grãos pelo ligante, além de analisar o aumento da temperatura na região do corte e o estado da tensão residual (BIANCHI et al., 2011). As forças de corte na retificação são de grande importância, uma vez que influenciam na geometria da peça, em suas dimensões, sua rugosidade, a vida do rebolo (desgaste volumétrico) e o tempo necessário para a realização do processo. A potência necessária para a máquina retificadora, bem como suas necessidades estruturais, também são fatores influenciados pelos valores médios empregados na usinagem do material (KING; HAHN, 2012). 2.4.2. Mecanismos de formação de cavaco As três fases necessárias para que a esta remoção de material ocorra estão demonstradas na Figura 4. Na primeira fase, apenas uma deformação elástica ocorre no material da peça, fazendo com que a energia fornecida ao processo seja consumida pelo atrito, calor e deformações. 26 Em seguida, na fase dois, com a sequente penetração dos grãos abrasivos na peça, ocorrem deformações plásticas, escoamento lateral e recuperação das deformações elásticas ocorridas no estágio anterior. Quanto maior a penetração dos grãos, maior a força de atrito, e por consequência, a maioria da energia continua sendo dissipada por deformações, atrito e calor. Por fim, na última fase, a aresta de corte atinge um valor de penetração no qual se inicia a formação de cavaco, e por consequência, grande parte da energia passa a ser consumida no cisalhamento do material. Figura 4 Formação de cavaco por um grão abrasivo, adaptado (MALKIN, 1989). 2.4.3. Ciclo da retificação externa de mergulho Na retificação, no momento em que ocorre o avanço do rebolo na peça, existe uma diferença entre o avanço real e o programado. Isso ocorre devido as deformações elásticas sofridas tanto pela ferramenta, quanto pela peça, mas principalmente pela máquina. Essas deformações se devem à falta da rigidez. A Figura 5 demonstra essa diferença entre o avanço teórico e o avanço real. Para combater esse problema, a solução é um período chama spark- out, ou tempo de faíscamento, onde não há avanços mas a peça e o rebolo continuam em contato, fazendo que as deformações elásticas sejam eliminadas enquanto o rebolo remove o material, gerando as dimensões necessárias da peça (HASSUI; DINIZ, 2003). 27 Figura 5 Ciclo de uma retificação cilíndrica (Hassui e Diniz, 2003 - modificado). Hassui e Diniz (2003) definem cada intervalo da Figura 5 como: T1: o rebolo apenas avança em direção à peça. Não há contato entre o rebolo e a peça. T2: início do contato entre o rebolo e a peça, aumento da força de corte gerando deformações elásticas. Com as deformações elásticas, o avanço é menor do que o programado, que gera uma diferença entre a posição real e a teórica. T3: atinge-se a profundidade de corte definida para um ciclo. T4: período de spark-out, onde não há avanço para que haja uma recuperação da deformação elástica sofrida no T2. As tolerâncias dimensionais e geométricas e superficiais da peça são atingidas após esse processo. T5: recuo da ferramenta. 2.5. Parâmetros no processo de retificação Para se atingir uma boa qualidade superficial, uma solução é diminuir a profundidade de corte, porém, uma baixa profundidade de corte aumenta o tempo do processo gerando mais custos financeiros e aumentando os impactos ambientais, além de aumentar a demanda pela energia. Portanto, deve-se ajustar os parâmetros para uma usinagem correta (WINTER et al., 2015). Além disso, Winter et al. (2015) afirmam que os resultados são classificados em tecnológico (como rugosidade superficial e precisão geométrica), econômico (custo e tempo) e ambiental (poluição e saúde humana). A seguir, a Figura 6 mostra os principais parâmetros da operação de retificação cilíndrica externa de mergulho. 28 Figura 6 Retificação Cilíndrica Externa de Mergulho, adaptado (MALKIN, 1989). Onde: 𝑎 - profundidade de corte; 𝑑𝑠 - diâmetro do rebolo; 𝑑𝑤 - diâmetro da peça; 𝐹𝑛 - força normal de corte; 𝐹𝑡 - força tangencial de corte; 𝑉𝑓- velocidade de mergulho (avanço) do rebolo; 𝑉𝑠 - velocidade de corte ou periférica do rebolo; 𝑉𝑤 - velocidade periférica da peça; 𝑛𝑠 - rotação do rebolo; 𝑛𝑤 - rotação da peça. Neste item, serão detalhados os principais parâmetros de influência neste trabalho. 2.5.1. Profundidade de corte (𝒂) Marinescu et al. (2007) definem a profundidade de corte como a profundidade de material removido para cada revolução. Segundo Malkin (1989), a profundidade de corte é a profundidade que o rebolo entra na peça, estando a certa velocidade durante uma revolução completa da peça. Logo, a profundidade de corte pode ser expressa matematicamente pela seguinte equação. 29 𝑎 = 𝜋×𝑑𝑤×𝑣𝑓 𝑣𝑤 (2) Onde a é 𝑎 profundidade de corte; 𝑉𝑓 é a velocidade de avanço; 𝑉𝑤 é a velocidade da peça e 𝑑𝑤 é o diâmetro da peça. Porém, a peça, o rebolo e os componentes da máquina sofrem deformação quando ocorre o contato entre o rebolo e a peça, e, portanto, se calculado o real valor da profundidade de corte, será um valor menor do que o calculado com base na velocidade de avanço 𝑉𝑓. Isso ocorre justamente devido as flexões e falta da rigidez dos elementos mecânicos, além do desgaste do rebolo e de deflexões térmicas (MARINESCU et al., 2007). Por conseguinte, os mesmos autores definem que a profundidade de corte real 𝑎𝑒 é representada pela diferença entre a profundidade de corte programada, deflexões e o desgaste do rebolo mais a expansão térmica. Portanto, pode-se definir a profundidade de corte real pela seguinte expressão: 𝑎𝑒 = 𝑎 − 𝛿 − 𝑎𝑠𝑤 + 𝑎𝑡 (3) Onde: 𝑎 é a profundidade de corte programada; 𝛿 é as deflexões do sistema; 𝑎𝑠𝑤 é a profundidade desgastada do rebolo a cada volta e 𝑎𝑡 é a expansão térmica do rebolo e da peça. A profundidade de corte real também pode ser determinada medindo a peça antes e depois da retificação. Existe uma profunda relação entre a profundidade de corte e a espessura equivalente do cavaco, sendo diretamente proporcionais. Aumentando a profundidade de corte, ocorre o aumento da espessura equivalente do cavaco, gerando maior desgaste do rebolo, maiores forças de retificação e aumento da rugosidade da peça (DINIZ; DE OLIVEIRA, 2008). Somado a isso, a elevação da profundidade de corte provoca um aumento no número de grãos ativos e um aumento também no tempo de contato entre a peça e o rebolo fazendo com que cada grão abrasivo remova uma quantidade maior de material, e, portanto, a temperatura é elevada durante o processo (MARINESCU et al., 2007). 2.5.2. Comprimento de contato (Lc) De acordo com Marinescu et al. (2016) o comprimento de contato é definido como sendo a extensão de contato entre o rebolo e a peça. O comprimento de contato pode ser expresso pela equação 4: 30 𝐼𝑐 = √𝑎𝑒 × 𝑑𝑠 (4) Essa equação é uma boa aproximação quando a operação de retificação envolve uma grande profundidade de corte, porém, os mesmos autores afirmam que o comprimento de contato real pode ser muito maior que o comprimento de corte calculado pela equação. Isso ocorre uma vez que a equação 4 não considera as deformações ocorridas no processo. Esse parâmetro é chamado de comprimento de corte estático por alguns autores, como Malkin e Guo (2008a) A geração de calor, bem como a retirada de material ocorrem ao longo do comprimento de contato, e esse parâmetro depende dos contatos mecânicos que ocorrem durante a retificação e de toda a cinemática do processo (ANDERSON; WARKENTIN; BAUER, 2008). 2.5.3. Taxa de remoção de material (Qw) Klock (2009) define a taxa de remoção do material como o volume de material removido por unidade de tempo. Esse parâmetro pode ser definido matematicamente, segundo Marinescu et al. (2007) de acordo com a seguinte equação: 𝑄𝑤 = 𝑏𝑤 × 𝑎𝑒 × 𝑉𝑤 = 𝑏𝑤 × 𝜋 × 𝑑𝑤 × 𝑉𝑓 (5) Onde: 𝑏𝑤 é a largura da retificação; 𝑎𝑒 é a profundidade de corte; 𝑉𝑤 é a velocidade relativa entre a peça e o rebolo; 𝑑𝑤 é o diâmetro da peça e 𝑉𝑓 é velocidade de mergulho. Logo, a taxa de remoção é dada em mm³/min. A taxa de remoção ocorre quando cada grão abrasivo penetra a peça e remove o material que está em sua trajetória. Para aumentar a taxa de remoção do material é necessário aumentar a velocidade de avanço, o que aumentará as forças de retificação e reduzirá a qualidade superficial, além de diminuir a vida do rebolo e a energia específica (ROWE, 2014a). De acordo com o mesmo autor, dividindo a taxa de remoção pela largura de retificação, é possível obter a taxa específica de remoção do material ( ), que é a taxa de remoção do material pela largura da retificação. Portanto, é possível definir a equação 6: 31 𝑄′𝑤 = 𝑎𝑒 × 𝑉𝑤 (6) O aumento da temperatura, o aparecimento de danos térmicos, o desgaste dos grãos abrasivos e todos os aspectos do comportamento abrasivo sofrem influência da taxa de remoção do material (ROWE, 2014a). 2.5.4. Velocidade de corte (𝑽𝒔) Marinescu et al. (2007) define a velocidade de corte ou velocidade periférica do rebolo (𝑽𝒔) como o deslocamento de um ponto na superfície de corte do rebolo em um determinado espaço de tempo. Portanto, esse parâmetro influencia a vida do rebolo e a capacidade de remoção de grãos abrasivos, o que gera consequências ao acabamento superficial do componente, tensão residual, vibrações, entre outros. A equação 7 representa essa variável: 𝑣𝑠 = 𝜋×𝑑𝑠×𝑛𝑠 60×1000 (7) Onde: 𝑛𝑠 é a rotação do rebolo e 𝑑𝑠 o diâmetro do rebolo. O aumento na velocidade de corte, gera uma melhor qualidade superficial da peça e menor desgaste do rebolo, porém um aumento na temperatura. Além disso, o aumento da velocidade de corte proporciona uma diminuição nas forças envolvidas no processo, e consequentemente aumenta a qualidade da peça e melhora a produtividade (JACKSON et al., 2007). Além disso, ao aumentar à velocidade de corte a espessura do cavaco diminui assim como o número de arestas ativas de corte. (MARINESCU et al., 2007) 2.5.5. Velocidade da peça (Vw) Silva Neto (2012) define a velocidade da peça como a velocidade periférica da peça, a qual pode ser determinada em função do diâmetro e rotação da mesma, sendo definida pela equação a seguir: 𝑣𝑤 = 𝜋×𝑑𝑤×𝑛𝑤 60×1000 (8) 32 Onde: 𝑛𝑤 é a RPM da peça e 𝑑𝑤 é o diâmetro da mesma. Aumentando a velocidade da peça, ocorre o aumento da taxa de remoção de material, causando um aumento do esforço em cada grão, o que eleva a força tangencial de corte. 2.5.6. Velocidade de mergulho (𝑽𝒇) Segundo Marinescu et al. (2007) a velocidade de mergulho é a velocidade que o rebolo avança sobre a peça, também sendo denominada velocidade de avanço. A velocidade de mergulho interfere na rugosidade superficial e nas forças de retificação, sendo diretamente proporcional a ambas. Na fase de desbaste na retificação, remove-se cerca de 95% do material da peça, utilizando-se uma velocidade de mergulho entre 0,4 mm/min a 2,0 mm/min. Para o acabamento, a velocidade de mergulho deve estar entre 0,1 mm/min a 0,3mm/min. No presente trabalho, a metodologia de ensaios define que será alterada a velocidade de mergulho, para estudar o desempenho das diferentes técnicas de lubrirrefrigeração. Altera- se a velocidade de mergulho, uma vez que a mesma interfere diretamente na espessura equivalente de corte, como será visto a seguir. 2.5.7. Espessura equivalente de corte (𝒉𝒆𝒒) A espessura equivalente de corte (𝒉𝒆𝒒) é definida como a relação entre taxa de remoção específica de material (𝑄𝑤’) e a velocidade de corte (𝑉𝑠) (MALKIN; GUO, 2008a). Segundo o mesmo autor, pode ser expressa pela seguinte equação: ℎ𝑒𝑞 = 𝑄𝑤′ 𝑣𝑠 = 𝜋×𝑑𝑤×𝑣𝑓 60×1000×𝑣𝑠 (9) Onde, 𝑉𝑓 é a velocidade de mergulho e 𝑑𝑤 é o diâmetro da peça. A espessura equivalente (𝒉𝒆𝒒) é dada em mm. O parâmetro de espessura equivalente é o que melhor caracteriza o processo de retificação, uma vez que engloba as três importantes características do processo (𝑉𝑠, 𝑉𝑓, 𝑑𝑤) (SILVA NETO, 2012). Marinescu et al. (2007) afirmam que esse parâmetro não considera o espaçamento dos grãos do rebolo, ficando evidente que o comportamento da retificação está intimamente 33 relacionado com a combinação da espessura equivalente de corte e a densidade das arestas de corte. Além disso, segundo Malkin e Guo (2008a), a espessura equivalente de corte está diretamente relacionada a variáveis envolvidas no processo de retificação, como a rugosidade e desgaste do rebolo, Marinescu et al. (2007) afirmam que que a espessura equivalente é um fator importante já que determina a espessura dos cavacos na retificação. 2.6. Rebolo Segundo Rasim et al. (2015), o rebolo é uma ferramenta no formato circular na qual estão localizados de forma aleatória vários grãos abrasivos que possuem formato irregular. Além disso, os grãos abrasivos dos rebolos são ligados por uma matriz ligante, e perante a união desses dois componentes, surgem porosidades controladas e definidas, que são de suma importância para acomodar os cavacos e transportar os fluidos de corte. O rebolo pode ser considerado uma ferramenta de geometria indefinida, uma vez que os grãos apresentam geometria de corte aleatória (MALKIN; BITTER, 1989) . O mesmo autor ainda apresenta que o desempenho do rebolo está diretamente relacionado a três importantes características, sendo elas: tipo e tamanho do grão abrasivo, propriedades abrasivas do material ligante e porosidade do conjunto. De acordo com Winter et al. (2015) além dos grãos abrasivos, do ligante e dos poros, outra característica seria o material do centro do rebolo, dependendo do design. Webster e Tricard (2004) explicam que o design do rebolo depende do perfil, espessura, material do centro (se não for constituído inteiro da mistura abrasivo, ligante e porosidade), capacidade de resistir ao estresse rotacional, precisão e resistência ao ataque químico. O rebolo pode ser constituído integralmente da mistura de abrasivos ligantes e porosidade ou ter apenas uma fina camada dessa mistura, dependendo do tipo do grão abrasivo e do tipo do ligante. 2.6.1. Dureza do rebolo A dureza do rebolo é definida como a habilidade de resistir ao desprendimento dos grãos abrasivos, isto é, a capacidade do ligante de reter o grão abrasivo. Portanto, quanto maior a dureza, menor será a quantidade de grãos que se desprenderão (MALKIN; GUO, 2008a). 34 Porém, segundo Rowe (2014a), uma vez que os rebolos com alta dureza retêm os grãos abrasivos por mais tempo, os mesmos tendem a perder a afiação, o que aumenta a possibilidade de ocorrer uma queima superficial na peça. Por sua vez, os rebolos com baixa dureza têm a habilidade de desprender os grãos abrasivos gastos, renovando assim as arestas de corte, mantendo a afiação do rebolo O mesmo autor ainda afirma que a dureza do rebolo geralmente indica a maneira como o mesmo vai se desgastar, sendo que um rebolo com dureza baixa irá se desgastar mais rápido que um rebolo de dureza elevada, uma vez que essa característica depende do volume de ligante presente no rebolo. Logo, quanto maior o volume de ligante menor será a quantidade de porosidade tornando o rebolo mais duro e a dureza é uma característica intrínseca do rebolo, não podendo ser alterada. De acordo com Marinescu et al. (2007), o abrasivo deve ter dureza maior que o material a ser retificado. A dureza pode ser determinada por um teste de dureza Knoop, definido em razão da resistência a indentação estática. A Figura 7 mostra a dureza de alguns materiais na escala Knoop. Figura 7 Características dos abrasivos. 2.6.2. Estrutura do rebolo De acordo com Rowe (2014a), a porosidade e a estrutura do rebolo estão relacionadas, sendo que um rebolo com alta porosidade terá uma estrutura aberta e uma menor porção de ligante que um rebolo com porosidade regular com uma mesma estrutura. Além disso, um rebolo com alta porosidade tende a ser mole enquanto um rebolo com baixa porosidade tende a ser duro. Segundo o mesmo autor, rebolos com estrutura aberta são essenciais para retificação com alta taxa de remoção, por apresentarem uma grande quantidade de poros onde o cavaco se acomoda. Nesse tipo de retificação, a porosidade também favorece o transporte de fluido, uma vez que ocorre uma grande geração de calor. 35 Marinescu et al. (2007) afirmam que a porosidade é requerida para obter uma efetiva ação de corte. Ela reduz a velocidade máxima que o rebolo pode ser submetido, uma vez que quanto maior a porosidade, menor será a velocidade do rebolo. A porosidade também permite que os grãos abrasivos sejam facilmente retirados do rebolo. 2.6.2.1. Abrasivos Segundo Malkin e Guo (2008a), os abrasivos podem ser naturais ou sintéticos e devem ser muito mais duros que os materiais que vão ser usinados. De acordo com Marinescu et al. (2007), os abrasivos podem ser considerados ferramentas de corte com geometria não definida com alta dureza, arestas de corte e boa habilidade de corte. O grau de afiação dos grãos abrasivos é descrito em termos do raio da aresta e do ângulo do vértice, e sua habilidade de corte depende de fatores como estrutura do grão e friabilidade. Na retificação ocorrem altas temperaturas, por conseguinte, um bom abrasivo deve manter sua dureza, não reagir quimicamente e não se difundir facilmente no material da peça, além do fato que as propriedades térmicas dos abrasivos são de extrema importância na resistência ao desgaste. O mesmo autor ainda cita que o aumento da temperatura reduz a dureza da maioria dos abrasivos, com exceção do 𝑆𝑖𝑂2 que em altas temperaturas se transforma em uma estrutura mais dura. Devido a esse fato, deve-se considerar as propriedades térmicas do abrasivo assim como a temperatura em que ocorre a retificação, para evitar um desgaste prematuro do mesmo. Klocke (2009) também afirma que o abrasivo deve possuir um alto grau de dureza e resistência mecânica para facilitar a formação do cavaco e manter as arestas de corte afiadas por um período considerável. De acordo com Sinha et al. (2016), pode-se atribuir o desgaste do abrasivo aos seguintes fatores: • O atrito entre peça e abrasivo • Deformações plásticas em altas temperaturas • Fratura devido ao choque mecânico • Reações químicas entre o abrasivo e peça em altas temperaturas 36 2.6.2.2. Granulometria As dimensões dos grãos abrasivos e suas uniformidades podem ser classificados pela norma americana ANSI Standard B74. 12-1977 (“Specification for Size of Abrasive Grain”), que determina o tamanho do grão em mesh, definido como a quantidade de furos por polegada linear da peneira na qual os grãos ficam retidos durante o processo de seleção. Essa norma é comumente usada para grãos de natureza convencional (MARINESCU et al., 2007). De acordo com os mesmos autores, para grãos superabrasivos a norma utilizada é usada a Norma Europeia FEPA (Federation European Producers of Abrasives), que especifica o diâmetro teórico do grão. Na tabela 1 estão correlacionadas as normas FEPA e ANSI. Os grãos grossos devem ser usados para: • Materiais dúcteis ou fibrosos, como aços baixo carbono ou alumínios; • Grande remoção de material (desbaste); • Peças sem grande exigência de qualidade superficial; • Grandes áreas de contato. Já os grãos mais finos, devem ser escolhidos para: • Materiais duros ou quebradiços, como metal duro ou vidro; • Peças com bom acabamento superficial; • Para pequenas áreas de contato. 2.6.2.3. Friabilidade Marinescu et al. (2007) definem a friabilidade como a tendência da desintegração do grão em pequenos fragmentos quando estiver sob pressão. Segundo Nascimento et al. (2016), a friabilidade é uma característica essencial para avaliação de um abrasivo. Quanto maior a friabilidade do grão, maior sua facilidade de se fraturar e produzir novas arestas de corte, portanto, a friabilidade é uma vantagem para manter o rebolo afiado. Porém, essa característica também está ligada ao desgaste do rebolo, uma vez que quanto maior for a friabilidade, mais os grãos vão se fraturar e consequentemente maior será o desgaste do rebolo (ROWE, 2014a). Quando relacionada com a resistência do grão, um grão mais resistente implica em um grão com menos possibilidade de se fraturar quando se choca com a peça, porém, quanto mais friável o grão (menos resistente), maior a chance do grão se fraturar e gerar novas arestas de corte e por consequência o rebolo vai se auto afiando durante a retificação (MALKIN; GUO, 2008a). 37 De acordo com Marinescu et al. (2007) quanto maior for o cristal mais friável ele será, e quanto menor for à taxa de resfriamento, maiores serão os cristais. Logo, grãos friáveis são obtidos quando se resfria rapidamente o material. 2.7. Tipos de abrasivos Marinescu et al. (2007) afirmam que os abrasivos são divididos em dois grupos: • Abrasivos convencionais como carbeto de silício (𝑆𝑖𝐶) e óxido de alumínio (𝐴𝑙2𝑂3). • Superabrasivos como diamante e nitreto cubico de boro (CBN) Existe uma grande diferença entre a dureza dos materiais desses dois grandes grupos, o que resulta em diferentes desgastes do rebolo, influenciando diretamente no processo de retificação. O custo é outro fator que diferencia os convencionais dos superabrasivos, uma vez que um rebolo feito de superabrasivo é de 10 a 100 vezes mais caro que o abrasivo convencional (MARINESCU et al., 2007) Em alguns casos a retificação só é possível com superabrasivos, que são mais duros e resistentes ao desgaste, e por consequência disso, pode-se espaçar o tempo entre uma dressagem e outra, o que diminuí o custo e faz com que compense investir em superabrasivos, mesmo havendo um valor mais alto de investimento inicial (ROWE, 2014a). De acordo com Marinescu et al. (2007), os rebolos superabrasivos geralmente são construídos com apenas uma pequena camada de abrasivo em sua periferia e seu centro é feito de materiais como plástico ou metais. Com isso, a quantidade de abrasivo é reduzida, e, por conseguinte, o custo do rebolo também é reduzido. Além disso, essa estrutura possibilita altas taxas de remoção, uma vez que é possível rotacionar o rebolo em grandes velocidades. 2.7.1. Diamante O diamante é o mais duro material existente, sendo, portanto, utilizado para retificar materiais muito duros, incluindo as mais duras cerâmicas. Além disso, possui uma das maiores condutividades térmicas em temperatura ambiente, o que reduz a temperatura da retificação. Entretanto sua condutividade térmica reduz em altas temperaturas (ROWE, 2014a). Segundo Marinescu et al. (2007), a dureza do diamante é uma propriedade difícil de mensurar, uma vez que o diamante quase não se deforma a temperatura ambiente, e pelo fato 38 de que a dureza é medida com uma ponta de diamante, o que torna difícil causar uma deformação no diamante testado. À temperatura ambiente, a condutividade térmica do diamante é a mais elevada em relação a qualquer material, com valores entre 600 e 2000 W/m.K, porém, este valor se reduz para 70 W/m.K à uma temperatura de 700 °C. Marinescu et al. (2007) afirmam que o diamante ocupa um lugar único na indústria, uma vez que é o único material capaz de dressar qualquer rebolo. Nascimento et al. (2016) afirma que o diamante é termicamente estável até 800°C no ar e para mais de 1400°C em vácuo, sendo, portanto, um abrasivo com boa retenção de dureza em temperaturas elevadas. Rowe (2014a) afirma que, como o diamante é formado por carbono, é, portanto, inadequado para retificar aços, uma vez que o carbono do diamante tem grande afinidade com o ferro do aço, causando um desgaste excessivo e com isso há um grande aumento de temperatura. Marinescu et al. (2007) explicam que o diamante (quando metaestável à pressão normal) tem tendência a se transformar em grafite numa temperatura relativamente baixa (700ºC no ar e 1500ºC em meio a uma atmosfera inerte), facilitando o desgaste químico, levando à formação de componentes específicos, como é o caso do 𝐹𝑒3𝐶, causando o chamado desgaste prematuro dos grãos de diamante. Por conseguinte, o diamante é convenientemente utilizado na retificação de cerâmicas. Além disso, Rowe (2014) ainda explica que outro problema de desgaste que o abrasivo de diamante pode ter, é o contato com oxigênio em altas temperaturas, pois o mesmo é termicamente estável até 760ºC em ar e 1400ºC em vácuo antes de começar a oxidar. Os diamantes naturais utilizados na indústria são geralmente os que são rejeitados pelo mercado de joias (não atendem o padrão de forma, cor, tamanho e ainda apresentam defeitos cristalinos). Entretanto, a maior parte dos diamantes utilizados no setor industrial é de origem sintética, por vista do custo do diamante sintético ser menor do que um diamante natural. A maioria destes diamantes é utilizada em rebolos ou em dressadores de ponta única (MARINESCU et al., 2007). Nos diamantes naturais, seu formato e tamanho são determinados pela natureza durante sua formação geológica (MALKIN; GUO, 2008a). Eles crescem predominantemente na forma octaédrica, e possuem pontos afiados ótimos para ferramentas com uma única ponta de diamante. Então, o diamante sintético domina a produção de rebolos, porém o diamante natural é comumente utilizado para ferramentas de dressagem (MARINESCU et al., 2007). 39 Os diamantes sintéticos por sua vez, são produzidos submetendo o grafite a altas temperaturas e elevadas pressões, na presença de um catalizador como o níquel ou outro metal do grupo VII da tabela periódica. O tamanho dos cristais e suas estruturas variam de acordo com a temperatura, pressão e tempo de processo (MALKIN; GUO, 2008a) . De acordo com Marinescu et al. (2007), o catalizador tem a função de reduzir a temperatura e pressão necessárias para transformar o carbono em diamante, o que torna o processo mais flexível. Além disso, é possível criar grãos de alta qualidade com formas definidas, através do controle do tempo e da densidade de nucleação: cúbica em baixas temperaturas, cubo-octaédrica em temperaturas intermediárias e octaédrica em altas temperaturas. 2.8. Ligantes Os ligantes são de extrema importância na estrutura do rebolo, devido à sua função de fixação dos grãos abrasivos. As competências necessárias a estes compostos são: resistir às forças de retificação, às elevadas temperaturas, às forças centrífugas originadas da elevada rotação do rebolo e aos ataques químicos oriundos da utilização de fluido de corte. Além disso, os ligantes devem assegurar a rigidez do rebolo e manter as partículas abrasivas em posição (MALKIN; BITTER, 1989). Rowe (2014a) separa os tipos de ligantes utilizados nos rebolos em três principais classes: Ligante resinoide, ligante vitrificado e ligante metálico. Segundo Marinescu et al. (2007), o ligante deve ser capaz de: • Proporcionar uma adequada retenção do grão no rebolo, sem que o abrasivo se solte de maneira prematura. • Permitir uma controlada erosão do ligante para que as arestas de corte dos grãos abrasivos sejam expostas. • Ser resistente o suficiente para transferir as forças de retificação do eixo para a peça. • Proporcionar uma adequada dispersão térmica durante a usinagem. A maioria dos rebolos de abrasivos convencionais são feitos com ligante vitrificado ou resinoide, enquanto a maioria dos rebolos constituídos de superabrasivos são utilizados ligantes resinoides ou metálicos. Entretanto, também é utilizado o ligante vitrificado para rebolos de CBN (MALKIN; GUO, 2008a). 40 Jackson et al. (2001) afirmam que para a escolha do ligante deve-se considerar o tamanho do rebolo, as condições de trabalho, a vida do rebolo e o custo de sua produção. Além disso, o ligante está diretamente relacionado à agressividade de um determinado rebolo (BIANCHI, 2011; BIANCHI et al., 2011). 2.8.1. Resinoide Os rebolos com ligantes resinoides têm a tendência de serem mais elásticos do que rebolos com outro tipo de ligante. Logo, a elasticidade é um fator determinante na escolha de um ligante resinoide. Essa propriedade pode ser útil em duas situações: na segurança do local devido à alta velocidade e na aplicação de uma carga para a realização de uma superfície mais polida. Esse tipo de ligante é utilizado principalmente em abrasivos convencionais, porém, eles também podem gerar rugosidades superficiais baixíssimas quando utilizados com grãos superabrasivos. Um ponto importante sobre esse tipo de ligante, é que devido à natureza orgânica do mesmo, os rebolos que utilizam os resinoides em sua composição, têm uma vida limitada, mesmo sem serem utilizados (ROWE, 2014b) Os rebolos com esse tipo de ligante são os mais utilizados, sendo aplicados com os diamantes em alguns casos no processo de retificação de carbetos cementados e cerâmicas, como também com grãos superabrasivos de CBN na retificação de ferramentas de corte (WEBSTER; TRICARD, 2004). Malkin e Guo (2008a) afirmam que os rebolos resinoides com abrasivos convencionais são amplamente utilizados para retificação pesada, devido à sua alta resistência e habilidade de resistir ao choque, porém os ligantes resinoides são suscetíveis ao ataque químico por fluidos alcalinos principalmente em altas temperaturas e por tempo prolongado. Segundo Rowe (2014a), todos os ligantes resinoides se desgastam demasiadamente quando expostos a altas temperaturas. Os rebolos com esse tipo de ligante são produzidos misturando os grãos abrasivos com resinais sintéticas e plastificantes, moldando o rebolo em sua forma final e levando ao forno com temperaturas entre 150-200ºC (MALKIN; GUO, 2008a). Uma outra aplicação para o ligante resinoide é em discos cut-off, sendo que os mesmos são reforçados com fibra de vidro para aumentar a resistência e operar em velocidades altas (100m/s) (WEBSTER; TRICARD, 2004). Marinescu et al. (2007) dividem os ligantes resinoides em três tipos: 41 • Plástico - é o mais macio. Popular em abrasivos convencionais. Esse ligante é utilizado na retificação de dois discos e na retificação cilíndrica. Em superabrasivos, o ligante plástico é usado na retificação de alta precisão, normalmente usando micro grãos de diamantes na indústria de vidro e cerâmicas. • Resina fenólica - é o segundo ligante mais utilizado, dominando o setor de retificação bruta. Esse tipo de ligante era denominado baquelite. • Resina poliamida - esse ligante apresenta uma maior resistência, maior resistência térmica e menor estiramento que as resinas fenólicas. Portanto, é capaz de reter os grãos abrasivos por mais tempo em altas temperaturas. 2.9. Dressagem O processo de dressagem consiste na criação e a exposição de novas arestas de corte na superfície do rebolo, através de um processo no rebolo que reestabelece o corte da ferramenta (SRIVASTAVA; SRI RAM; LAL, 1988). De acordo com Marinescu et al. (2007), a dressagem consiste em um processo que tem por objetivo deixar o rebolo perfeitamente circular e concêntrico com o eixo de rotação, limpar o material da peça incorporado na superfície do rebolo, obter novos grãos abrasivos com arestas de corte afiadas e remover o ligante em volta dos grãos para expor novas arestas. Em tese, o rebolo deveria se auto afiar quando ficasse desgastado. Para isso, os grãos abrasivos desgastados iriam se fraturar e gerar novas arestas de corte, ou o ligante iria soltar o grão desgastado, expondo novos grãos. Porém, esse processo nem sempre é efetivo, e, portanto, restaura-se as características de corte da ferramenta através da dressagem (JACKSON et al., 2007) . Segundo Rowe (2014), a dressagem é uma preparação do rebolo para a retificação e tem por função: • Eliminar os desvios de uma forma do rebolo. • Alcançar as arestas de corte afiadas e uniformizá-las. • Eliminar o ligante em volta do grão abrasivo para criar uma superfície mais aberta do rebolo, principalmente para rebolos resinoides e vitrificados. • Remover a camada de abrasivo que está carregada com cavacos gerados pela usinagem. Durante o processo de retificação, em torno de 10% do rebolo é realmente gasto usinando a peça e cerca de 90% do rebolo é gasto no processo de dressagem. Porém, esse 42 processo de afiação do rebolo é de suma importância, uma vez que durante a usinagem, as arestas de corte dos grãos abrasivos ficam arredondadas, aumentando as forças de retificação, além de ocorrer o empastamento do rebolo, onde os poros do mesmo ficam entupidos com material da peça. Sem a dressagem, o rebolo perde seu poder de corte e qualidade superficial da peça fica prejudicada (JACKSON et al., 2007). A aplicação de fluido de corte é indispensável na dressagem para manter o diamante em temperaturas baixas. Vale ressaltar que o fluido deve ser ligado antes do início da dressagem para evitar choque térmico no dressador (ROWE, 2014). Algumas anomalias no rebolo como a rugosidade, ondulação, desgaste e perda do perfil, são definidas como defeitos macroscópicos, sendo que os mesmos provocam problemas no processo de retificação e falta de precisão dimensional nas peças usinadas. Já a falta de corte nos grãos abrasivos, que gera um aumento das forças na retificação, necessitando de uma maior potência requerida, é um defeito microscópico. Esses defeitos ainda aumentam o risco do surgimento de danos térmicos nas peças, e, portanto, a dressagem tem por objetivo criar as condições ideais para o rebolo ser eficiente (KLOCKE, 2009). De acordo com o mesmo autor, a dressagem é necessária tanto no primeiro uso do rebolo, quanto durante o processo de retificação, para manter a qualidade da peça. Oliveira et al. (2009) definem o conceito de ponto de dressagem, ou seja, o momento adequado de realizar essa operação, onde os grãos abrasivos perderam suas arestas de corte e não removem material de maneira eficiente. Deve-se salientar se a dressagem for realizada de forma tardia, aumenta-se o risco de queimas superficiais na peça, trincas, e peças fora da tolerância, enquanto que se feita de forma precoce, proporciona um desgaste prematuro da ferramenta e perda de tempo na linha de produção. O tipo de dressagem é definido de acordo com os requisitos econômicos e qualitativos, além do tipo de abrasivo do rebolo, seu ligante e seu formato. Esses parâmetros determinam os possíveis métodos e as ferramentas que serão utilizados no processo de dressagem (KLOCKE, 2009). Marinescu et al (2007) definem que existem dois tipos básicos de dressadores: estacionários e os rotativos. Sobre os estacionários, Rowe (2014) diz que os mesmos são divididos em dressadores estáticos de ponta única e conglomerado. No processo de dressagem mecânica, a ferramenta não exibe nenhum movimento na direção periférica do rebolo, logo, o perfil do rebolo é originado pelo movimento axial no contorno do rebolo, o que justifica a comparação desse processo com o torneamento (KLOCKE, 2009). 43 Sobre os dressadores de ponta única de diamante, os mesmos são constituídos de um diamante de estrutura octaédrica, soldado em um suporte de aço (KLOCKE, 2009), sendo que um terço do diamante fica exposto após soldado (MARINESCU et al., 2007). Rowe (2014) afirma que o dressador deve ser periodicamente rotacionado para apresentar uma diferente aresta para a operação de dressagem, do contrário, o diamante começará a ficar desgastado em apenas uma aresta, gerando uma perda de eficiência no processo, devido ao aumento das forças. O processo de dressagem feito com dressadores de ponta única, gera o macro-efeito e o micro-efeito. O primeiro é causado pelo formato do dressador e as condições de dressagem, determinando o posicionamento das arestas cortantes na topografia do rebolo, ou seja, forma uma rosca na superfície da ferramenta que é gerada devido à combinação dos movimentos relativos entre o dressador e rebolo. Já o micro-efeito é definido por Malkin (1989), como um efeito gerado a partir do arrancamento dos grãos desgastados do ligante pela fratura dos mesmos, gerando novas arestas de corte. Ainda se tratando do micro-efeito gerado pela dressagem, Rowe (2014) afirma que a lisura do rebolo depende do grau de recobrimento 𝑈𝑑, que é definido pelo número de vezes que um ponto da superfície do rebolo é recoberto pelo dressador. O grau de recobrimento pode ser especificado pela seguinte equação: 𝑈𝑑 = 𝑏𝑑 𝑠𝑑 (10) Onde: 𝑏𝑑 a largura útil do dressador, e 𝑠𝑑 é o avanço por volta do dressador. Rowe (2014) ainda ressalta que o aumento desse parâmetro, gera uma superfície mais lisa, aumentando as forças de retificação e a energia específica. Um valor baixo do grau de recobrimento resulta em uma superfície mais afiada com maior rugosidade. As três diferentes interpretações físicas para os valores do grau de recobrimento estão indicadas na Figura 8. 44 Figura 8 Influência do grau de recobrimento de dressagem na topografia do rebolo (OLIVEIRA, 1988). Já no caso dos dressadores conglomerados, os mesmos possuem vários pontos de corte, o que resulta em uma vida maior. Além disso, é possível criar vários formatos de dressadores para lidar com os diferentes tipos de rebolos. Esse tipo de dressador possui um arranjo espacial de grãos que permite maiores avanços na dressagem e uma maior largura de dressagem, porém, nessas condições os resultados da dressagem podem ser imprevisíveis (ROWE, 2014). Segundo o mesmo autor, se tratando dos dressadores rotativos, os mesmos apresentam maior vida devido à presença de maiores quantidades de diamantes comparando com um de ponta única, podendo haver dois tipos desses dressadores: um disco estreito com uma camada de diamante em sua periferia ou em um formato de copo com uma camada de diamantes em sua borda, sendo que este último substituí o dressador de ponta única e é usado de maneira semelhante, movimentando o dressador transversalmente na superfície do rebolo. Uma vez que os dressadores rotacionais que são mais finos que os rebolos a serem dressados, klocke (2009) afirma que os mesmos devem possuir uma movimentação lateral. Além disso, os dressadores em formato de copo são normalmente usados para dressar rebolos de produção seriada, porém estão restritos à sua aplicação em rebolos de perfis simples, uma vez que rebolos com perfis não lineares são dressados com dressadores de disco. 2.10. Fluido de corte Durante o movimento relativo de corte entre a peça e a ferramenta, quase 99% da energia fornecida à máquina é convertida em calor. Ao se usinar um material ferroso, a temperatura aumenta com a velocidade e a força da ferramenta diminui, o que ocasiona um desgaste mais rápido da ferramenta, como também pode ocasionar uma falha na mesma (BRUNI et al., 2006). Barczak et al. (2010) ressaltam que a remoção de material em processos abrasivos é problemática devido a altas temperaturas. Por conseguinte, é de suma importância uma efetiva 45 lubrificação e refrigeração para assegurar que a temperatura não se torne excessiva. Oliveira et al. (2012) afirmam que o fluido de corte reduz temperatura e também atrito, minimizando as forças e estresse residual na peça. Além disso, para Debnath et al. (2014) o fluido de corte também favorece a qualidade final da peça, produzindo um melhor controle dimensional e uma ótima qualidade superficial. A melhora da qualidade superficial não é apenas a respeito da aparência, uma baixa rugosidade favorece na resistência a corrosão da peça e na redução de tensões residuais. O fluido também tem a função de remover o cavaco produzido da área de corte. Usinar em alta velocidade gera maior produtividade, porém a alta temperatura limita a velocidade de corte devido ao desgaste da ferramenta. O uso de uma ferramenta desgastada, aumenta o consumo de energia e reduz a qualidade do acabamento superficial da peça. Portanto, é necessário arrefecer a zona de corte, de modo a aumentar a vida da ferramenta e consequentemente manter a qualidade do acabamento da peça (SHARMA; TIWARI; DIXIT, 2016). Na mesma linha de pensamento, Sanchez et al. (2010) ressaltam é essencial que grandes quantidades de energia térmica sejam retiradas do processo, pois, do contrário, pode ocorrer queima da peça e deformações induzidas termicamente. Analisando o aumento da temperatura na zona de corte, Malkin & Guo (2008) afirmam que podem surgir vários tipos de danos térmicos, como por exemplo: queima da peça, transformação de fase da estrutura, alteração da dureza superficial, tensão residual superficial desfavorável, trincas na peça e no rebolo e redução da resistência à fadiga. Os fluidos de corte são utilizados para melhorar as características dos processos tribológicos que estão sempre presentes no contato entre peça e ferramenta. Logo, geralmente melhoram a eficiência do sistema de produção ao qual são inseridos (SOKOVIĆ; MIJANOVIĆ, 2001). Segundo Irani et al. (2005), um dos maiores fatores limitantes no processo de retificação é o dano térmico, sendo que este pode ser reduzido pela aplicação de fluidos de corte, uma vez que os mesmos diminuem a temperatura da zona de corte por transferência de calor. De maneira geral, os fluidos de corte são responsáveis por refrigerar a zona de corte, lubrificar o contato entre a peça e a ferramenta (o que reduz o atrito) e retirar o cavaco da zona de corte. Klocke (2009) ainda descreve as tarefas como proteger contra a corrosão tanto a retificadora quanto a peça, sendo, muitas vezes, fortemente voltados para esse fim, onde há a adição de aditivos anti-corrosivos em sua fórmula química. 46 O mesmo autor ainda afirma que a principal característica física de um fluido de corte é a viscosidade, uma vez que essa característica está ligada as duas principais funções do fluido de corte: lubrificação e refrigeração. Um fluido de corte com baixa viscosidade tende a aumentar o poder refrigerante, além de ser mais fácil de retirar da peça e de se filtrar. Entretanto, aumenta a produção de vapor, formando uma névoa que causa irritação na pele e doenças respiratórias. Os fluidos de corte reduzem a temperatura retirando diretamente o calor do processo e mantendo a eficiência de corte do rebolo (devido a redução do atrito), o que diminuí a energia específica (ROWE, 2014). Como consequência dessas funções básicas, o fluido refrigerante reduz a potência necessária para o corte, reduz o consumo de energia, aumentam a vida da ferramenta e ajudam no melhor acabamento da superfície usinada. Porém, já foi demonstrado que os custos associados à utilização de fluidos de corte, representam uma parte significativa dos custos totais da peça fabricada (BRUNI et al., 2006). Portanto, segundo Barczak et al. (2010), o controle da geração de calor se faz absolutamente necessário no processo de retificação para a qualidade e integridade térmica da peça final. Deve-se salientar que devido ao atrito, deformação elástica e remoção de cavaco, as temperaturas na zona de corte podem atingir 1800°C, porém essa temperatura dura poucos milissegundos, sendo proporcional à velocidade de corte. Eles concluem com a informação de que na indústria, o método mais usado é o convencional, no qual o fluido lubrificante ocorre com abundância na área de corte a uma velocidade baixa do fluido. 2.10.1. Problemas na utilização do fluido de corte Mesmo com os benefícios econômicos do uso de fluido refrigerante, seu mau uso e métodos errados de sua eliminação podem afetar gravemente a saúde humana e o meio ambiente. Além disso, ele representa 16% a 20% do custo total de fabricação na indústria de produção (SHARMA; TIWARI; DIXIT, 2016). As várias substâncias presentes nos fluidos afetam os operadores de máquinas, seja pelo contato com a pele, pela ingestão da substância, como também pela respiração e pela irritação gerada por uma névoa de fluido que pode se formar devido à evaporação do mesmo. Os fluidos de corte podem ser eliminados após o uso dentro da empresa ou externamente, através de uma empresa de eliminação de resíduos. (SOKOVIĆ; MIJANOVIĆ, 2001) 47 Segundo Bruni et al. (2006), a qualidade e o modo como esse fluido é eliminado pode resultar na poluição da água, solo e/ou ar. Porém, a resolução 430/11 do CONAMA (Conselho Nacional do Meio Ambiente) define como zero a quantidade de óleo mineral, animal e vegetal presente na água, o que obriga as indústrias a buscarem a adequada eliminação dos fluidos. Porém, a eliminação correta significa um considerável aumento dos custos para as empresas. Durante seu uso, o fluido se altera, pois novas substâncias se formam ou acabam se aderindo a eles, como também, corpos estranhos e microorganismos. Originalmente, o fluido apresenta um risco à saúde, mas isso se agrava no decorrer da sua vida útil (SOKOVIĆ; MIJANOVIĆ, 2001) Considerando todos os efeitos negativos dos fluidos ao meio ambiente e ao ser humano, cada vez mais há um rigor maior na escolha do fluido de corte, para que o mesmo seja eficaz, favorável ao meio ambiente e respeite a normas de regulamentação. Normalmente, os parâmetros ecológicos dos fluidos de corte estão estabelecendo novas restrições nos parâmetros de usinabilidade. Sendo assim, a busca por fluidos de qualidade e ecologicamente corretos, são do interesse comum (SOKOVIĆ; MIJANOVIĆ, 2001) Nestas condições, cada vez mais a indústria tenta se adequar aos padrões de sustentabilidade, mais conscientes do ponto de vista ambiental (UMEDA et al., 2012), e, portanto, seguindo essa tendência, as pesquisas científicas se esforçam para estudar a sustentabilidade dos processos abrasivos (AURICH et al., 2008) . 2.10.2. Custos dos fluidos de corte Os custos totais da usinagem dependem do custo da máquina (desgaste, funcionários, fluidos de corte e manutenção), do local e da energia (WINTER; HERRMANN, 2014) Assim como afirma Walker (2013), o custo com fluido de corte utilizando o método convencional é alto se comparado a outras despesas. Deve-se levar em conta, que o valor gasto com esses refrigerantes se dá na aquisição, na manutenção e também no descarte dos mesmos. Estima-se que essas despesas variem entre 8% e 16% dos custos totais de produção, chegando a ser maior do que os gastos relacionados a ferramentas de corte (DHAR; KAMRUZZAMAN; AHMED, 2006). Logo, torna-se justificável a redução do uso de fluidos de corte (WALKER, 2013). Segundo Alberdi et al. (2011), não só os fatores mencionados anteriormente, mas também a reciclagem, medidas de segurança e outros aspectos acarretam custos na utilização 48 de fluido de corte. A indústria automobilística gasta de 15 a 30% dos custos de fabricação em fluidos refrigerantes (RABIEI et al., 2015). 2.10.3. Manutenção e descarte Ao se utilizar fluidos de corte em operações de usinagem é evidente que os mesmos comecem a acumular pequenas quantidades de materiais (como pedaços de rebolo e cavacos). Em função disso, inicia-se a proliferação de microrganismos devido à elevada quantidade de compostos orgânicos em sua composição. Assim, há mudança na composição química, a qual altera as propriedades base do fluido, ocasionando um aumento do desgaste da ferramenta e a produção de peças defeituosas (OLIVEIRA et al., 2012). O monitoramento e a manutenção da qualidade do fluido são dois elementos de extrema importância para o êxito do processo de redução do consumo de fluidos de corte na fonte. Os aspectos mais relevantes que envolvem o monitoramento são: inspeções do sistema, medidas e ajustes periódicos dos parâmetros (como a concentração, o pH e o crescimento microbiológico), a correção apropriada de biocidas, a remoção de óleo contaminante e dos cavacos. No que diz respeito a sua estocagem, o controle de qualidade dos fluidos de corte se inicia com boas condições de estocagem, tendo como parâmetro a ser observado, a temperatura. Deve-se evitar temperaturas extremas. Ademais, os fluidos de corte solúveis em água requerem mais cuidados na estocagem se comparados aos óleos integrais em razão da complexidade da composição química dos fluidos emulsificáveis, os quais são mais suscetíveis às mudanças físicas resultantes das temperaturas extremas de estocagem. Existem normas para o manuseio correto de fluidos de corte. A portaria MT 204/97 regulariza o transporte de fluidos contaminados enquanto a Resolução ANTT Nº 420, de 12 de fevereiro de 2004 apresenta instruções complementares ao Regulamento de transporte terrestre de produtos perigosos. O descarte de fluidos de corte tem ganhado uma importância crescente no meio industrial. Isso se deve a fortes pressões exercidas pelas leis ecológicas, as quais exigem procedimentos específicos para o descarte de diferentes tipos de fluido (LAUER- SCHMALTZ; KÖNIG, 1980). Sokovic & Mijanovic (2001) apresentam alguns desses procedimentos, os quais serão mencionados a seguir. Em relação aos óleos integrais, os mesmos podem ser vendidos para uma nova refinação ou reciclados pelo fabricante do fluido, assim como por empresas especializadas. 49 Ainda assim, esse tipo de óleo refrigerante pode ser incinerado em caldeiras, desde que respeitando a legislação ambiental, ou seja, isento de impurezas, no estado seco, apresentando baixa concentração de enxofre e cloro. Nos fluidos de corte solúveis em água deve ser realizada a separação do óleo e de outros produtos químicos dissolvidos na água. Mesmo após essa separação, esses fluidos não podem ser descartados diretamente no sistema de esgoto. Já os processos de descarte de emulsões podem ser divididos em: químicos, físicos e físico-químicos. A seleção do procedimento dependerá do estado da emulsão, de sua composição e do custo associado ao processo. Todos esses procedimentos possuem em comum os seguintes estágios: quebra da emulsão, separação do óleo e tratamento da água. A fase aquosa resultante deve estar de acordo com a legislação para seu descarte posterior. Dentre os processos físicos mais utilizados encontram-se a ultra filtração e a quebra térmica. No primeiro, a emulsão circula através de permeadores, os quais possuem membranas tubulares cujos poros impedem a passagem de moléculas de óleo, efetuando, portanto, a quebra da emulsão. Já no segundo processo, a separação da fase oleosa da aquosa ocorre por meio do aquecimento da emulsão e, dessa forma, pela evaporação da mesma. Portanto, a reciclagem pode ser uma boa alternativa para um fluido refrigerante, pois os resíduos poluentes são separados e retirados do mesmo, e então, esse fluido pode voltar a ser utilizado juntamente com um refrigerante limpo. Isso reduz a frequência de descarte, impactando diretamente nos custos do processo. Por fim, compreende-se que processos necessários ao se utilizar de óleos de corte tornam seu uso extremamente oneroso. Isso se deve principalmente aos produtos que não são biodegradáveis, gerando, portanto, custos com tratamentos e descarte (SHOKRANI; DHOKIA; NEWMAN, 2012). Além disso, o descarte incorreto de fluidos de corte a base de óleo é problemático, pode causar contaminação da água superficial e subterrânea, poluição no ar e no solo (HADAD, 2015) . Levando em conta que o descarte do fluido de corte é um fator que eleva muito o custo do processo, utilizar técnicas alternativas de lubrirrefrigeração se faz extremamente interessante. 2.10.4. Mínima quantidade de lubrificante – MQL Bianchi et al. (2012) explica que a técnica da mínima quantidade de lubrificante (MQL) consiste basicamente na aplicação um jato de ar comprimido com uma quantidade 50 mínima de fluido de corte de forma direta na zona de corte. Porém, é de suma importância que a mínima quantidade de fluido de corte seja suficiente para a redução do atrito e para que a aderência de materiais seja evitada. Segundo os mesmos autores, essa técnica envolve uma pequena quantidade de óleo lubrificante e um fluxo de ar comprimido. Dessa forma, uma névoa é formada de modo a ser direcionada à região de contato entre a peça e o rebolo. Uma vez que o atrito na zona de contato entre rebolo e peça é reduzido com a aplicação direcionada da névoa de lubrificante, o calor gerado no processo de retificação é menor, o que garante que não haja prejuízos à integridade da ferramenta e da peça em razão de altas temperaturas. De acordo com (MALKIN; GUO, 2008b), a utilização de lubrirrefrigeração convencional na retificação não é muito eficiente, pois o fluido não consegue penetrar adequadamente na zona de contato entre peça e rebolo. Além disso, o alto volume de fluido pode gerar efeitos prejudiciais à saúde e ao meio ambiente. Segundo (EMAMI; SADEGHI; SARHAN, 2013), a técnica de aplicação MQL reduz o custo de produção devido ao menor volume de fluido de corte, podendo alcançar uma redução de até 20% do custo total do processo. Além disso, problemas respiratórios e dermatológicos são erradicados e reduz-se a contaminação de solos e águas em virtude do descarte inadequado. A partir desse contexto, é evidente a importância da busca por técnicas alternativas de lubrirrefrigeração. No trabalho de LOPES et al. (2018a) os autores concluíram que a técnica MQL atrelada com a limpeza do rebolo é uma alternativa viável à aplicação convencional de fluidos de corte para a retificação. Os autores avaliaram diversas variáveis de saída, e ainda que haja uma redução de desempenho em algumas delas, a técnica de MQL está atrelada a uma redução de custo considerável. No estudo de (RUZZI et al., 2020), os autores realizaram a retificação do aço AISI 4340 utilizando o rebolo de óxido de alumínio. Nesse estudo, os autores relataram que a utilização do MQL favoreceu a rugosidade média em maiores velocidades de mergulho, apresentando menores valores para essa variável quando comparado com a lubrificação convencional. Segundo os autores, esse comportamento pode ser explicado pelos efeitos do jato de ar comprimido usado na técnica MQL para romper a barreira de ar formada ao redor do rebolo durante a retificação. Ao retificar com a técnica de lubrirrefrigeração convencional, uma barreira de ar ao redor do rebolo pode estar presente devido à menor pressão do fluido de corte em comparação com o ar comprimido usado na técnica MQL, a menos que a velocidade do jato do fluido de corte seja maior que a velocidade de corte. O MQL ainda se mostrou 51 vantajoso no desgaste diametral do rebolo, tendo apresentado melhor desempenho que o método de lubrirrefrigeração convencional em todas as velocidades de mergulho, o que os autores atribuíram à melhor capacidade de lubrificação desse sistema quando comparado com a lubrirrefrigeração convencional. Outrossim, valores mais baixos de potência de retificação foram registrados após a usinagem com o a técnica de MQL em comparação com a técnica convencional devido à melhor lubrificação fornecida pelo MQL. 2.11. Variáveis de saída do processo Winter et al. (2014) afirmam que as variáveis de saída podem ser divididas em três camadas. São elas: a transformação da peça em uma forma e acabamento desejado; o consumo de energia, gasto e impactos ambientais, e por fim os parâmetros que definem a performance da retificação. Nesta seção, serão tratadas as principais variáveis de saídas envolvidas na realização deste trabalho. 2.11.1. Rugosidade A rugosidade é caracterizada por micro irregularidades geométricas na superfície do material usinado. A rugosidade consiste em marcas ocasionadas pelo perfil da ferramenta, somado à outras irregularidades (CARPINETTI, 2000). Porém, se tratando da retificação, segundo Winter (2004), a rugosidade apresenta elevado grau de complexidade em seu entendimento, uma vez que seu resultado final depende de vários parâmetros, como a composição da peça e do rebolo, a dressagem, o fluido de corte, a técnica de lubri-refrigeração, além de fatores como a rigidez do equipamento, a velocidade de remoção, a granulometria do rebolo, entre outros. Esses parâmetros são de grande valia, uma vez que influenciam a força de corte, o que gera mudanças na rugosidade superficial ao final do processo. Segundo Carpinetti (2000), é possível quantificar a rugosidade a partir da amplitude (altura) e espaçamento (largura) das irregularidades na peça. Os parâmetros comumente usados são: Rugosidade média (Ra); Rugosidade média quadrática (Rq); Máxima dist