( PDF ) Influência da geometria de brocas na furação do ferro fundido vermicular

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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ

CAMPUS DE CURITIBA

DEPARTAMENTO DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

E DE MATERIAIS - PPGEM

VALTER VANDER DE OLIVEIRA

INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DE BROCAS NA

FURAÇÃO DO FERRO FUNDIDO VERMICULAR

CURITIBA

OUTUBRO - 2008

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VALTER VANDER DE OLIVEIRA

INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DE

BROCAS NA FURAÇÃO DO FERRO

FUNDIDO VERMICULAR

Dissertação apresentada como requisito parcial

à obtenção do título de Mestre em Engenharia,

do Programa de Pós-Graduação em

Engenharia Mecânica e de Materiais, Área de

Concentração em Engenharia de Manufatura,

do Departamento de Pesquisa e Pós-

Graduação, do Campus de Curitiba, da

UTFPR.

Orientador: Prof. Paulo André de Camargo

Beltrão, Ph.D.

Co-orientador: Prof. Adriano Fagali de Souza,

Ph.D.

CURITIBA

OUTUBRO - 2008

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TERMO DE APROVAÇÃO

VALTER VANDER DE OLIVEIRA

INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DE BROCAS NA

FURAÇÃO DO FERRO FUNDIDO VERMICULAR

Esta Dissertação foi julgada para a obtenção do título de mestre em engenharia,

área de concentração em engenharia de manufatura, e aprovada em sua forma final

pelo Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais.

_________________________________

Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr Sc.

Coordenador de Curso

Banca Examinadora

______________________________ ______________________________

Prof. Álisson Rocha Machado, Ph D. Eng. Prof. Milton Luiz Polli, Dr. Eng.

(UFU) (UTFPR)

______________________________ ______________________________

Prof. Adilson José de Oliveira, Dr. Eng. Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr Sc.

(IST) (UTFPR)

______________________________

Prof. Paulo André de Camargo Beltrão, Ph.D.

(UTFPR)

Curitiba, 31 de Outubro de 2008.

iii

Aos meus pais, à minha esposa e filho,

aos meus familiares e amigos pelo

amor, incentivo e oportunidade de

realizar este sonho.

AGRADECIMENTOS

Ao meu orientador Prof. Dr. Paulo André de Camargo Beltrão pelo incentivo,

orientação e amizade imprescindíveis à realização do presente trabalho.

Ao meu co-orientador Adriano Fagali de Souza pela orientação, incentivo e

colaboração neste trabalho.

À Universidade Tecnológica Federal do Paraná e a Sociedade Educacional de Santa

Catarina pela oportunidade e infra-estrutura essencial à realização desta dissertação. Em

especial aos professores Neri Volpato, Carlos Czulik, Carlos Emílio Borsa e Sandra

Bernardes Trapp pela oportunidade de realizar este trabalho.

A Tupy S.A, na pessoa do Sr. Msc Cássio Luiz Francisco de Andrade e a Guhring do

Brasil representada pelo Sr. Celso Koch, ambos gerente na industrial pelo fornecimento dos

recursos necessários para os experimentos.

Aos colegas de trabalho da SOCIESC professores: Adilson José de Oliveira, Ulisses

Borges Souto, Jean Carlos Mira de Oliveira, Marcelo Luiz Arias, Ernesto Berkenbrock, Sílvio

Ricardo Benedito, Écio Molinari e meu irmão, Emerson Luis de Oliveira pelas importantes

discussões e auxílio durante esta pesquisa.

Aos laboratoristas Leandro Henrique Lenzi, Caio César Küerten de Lima, Felipe

Gustavo Ebersbach, Lawrence Lênin Vicente da SOCIESC e o Sr. Eder Serafim da Vega

Acir pelo comprometimento e seriedade no desenvolvimento da parte experimental.

A minha família que sempre acreditou em mim e me incentivou a alcançar meus

sonhos e a todos aqueles que de alguma forma contribuíram para a realização deste

trabalho.

A Deus que me guiou durante todos os momentos da minha vida e me abençoou

colocando em meu caminho as pessoas certas no momento certo. O que acredito seja sua

forma de mostrar o seu amor por nós.

A cada dia que vivo me convenço de

que o desperdício da vida está no amor

que não damos, nas forças que não

usamos, na prudência egoísta que

nada arrisca, e que esquivando-se do

sofrimento, perdemos também a

felicidade...

Carlos Drumonnd de Andrade

OLIVEIRA, Valter Vander de. Influência da Geometria de Brocas na Furação do

Ferro Fundido Vermicular, 2008. Dissertação (Mestrado em Engenharia) -

Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade

Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 2008.

RESUMO

A indústria automobilística tem buscado maior eficiência de seus veículos e

neste sentido a utilização do ferro fundido com grafita compacta (vermicular) tem

sido usado em substituição ao ferro fundido cinzento. Esta aplicação em peças como

blocos e cabeçotes de motores apresenta como vantagem a maior resistência

mecânica, resistência a choques térmicos, melhorando suas propriedades físicas e

químicas. Entretanto tais características representam dificuldades para o processo

de manufatura devido a sua baixa usinabilidade. Dentre as operações de usinagem

o processo de furação representa 23% dos processos empregados na fabricação de

blocos de motores, por exemplo. A operação de furação deste material apresenta

dificuldades e a vida das ferramentas utilizadas é reduzida quando comparada

àquelas utilizadas na furação do ferro fundido cinzento. Neste trabalho estudou-se a

influência de três geometrias de afiação da ponta em brocas helicoidais (afiação em

S, em cruz e a geometria com ponta em raio) de 6 mm de diâmetro na usinabilidade

do ferro fundido vermicular. Os resultados comprovaram a importância da seleção da

geometria adequada ao processo de furação do ferro fundido vermicular. A

geometria com ponta em forma de raio obteve o melhor resultado, o dobro da vida

da ferramenta com afiação em S sendo esta empregada como referência devido a

sua aplicação na produção de blocos de motores. Observou-se também a influência

da geometria na qualidade do furo obtendo-se até tolerâncias de classe IT9 e

rugosidades da ordem de 1,2µm (Ra). Para todas as geometrias testadas houve a

mudança na integridade da superfície dos furos com a formação de uma camada

encruada. Finalmente o monitoramento das vibrações efetivas do sistema máquina-

ferramenta-peça e da emissão acústica ajudaram no entendimento do processo em

estudo.

Palavras-chave: Ferro fundido vermicular, Furação, Geometria de brocas.

vii

OLIVEIRA, Valter Vander de. Establishing the Drill Geometry for Drilling

Compacted Graphite Iron, 2008. Dissertação (Mestrado em Engenharia) -

Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade

Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 2008.

ABSTRACT

The automotive industry has been search for higher efficiency in their vehicle’s

production. In this sense the application of compacted graphite iron (CGI) in parts

such as cylinder block to replace the traditional cast irons presents as advantages

the higher mechanical strength, resistance to thermal shock and physical and

chemical properties at the CGI. However, these characteristics represent much more

problems in the manufacturing process due to the CGI poorer machinability. Among

the machining operations drilling is the most common one and in the automotive

industry, it represents 23% of the employed processes for cylinder blocks

manufacturing. The drilling operation of this material presents some difficulties and

tool life is shorter than when machining the traditional cast iron. In this work the

influence of the chisel edge of drills was studied. The results showed the importance

of the drill geometry selection in order to achieve better productivity. The geometry

with tip radius obtained the best results, double the life of the tool to grind into spiral

point drill which is used as reference due to its application in the production of engine

blocks. It was also observed that the tool geometry influences the hole’s quality,

obtaining tolerances up to IT9 class and surface roughness around 1.2 µm (Ra). For

all geometries tested it was observed surface integrity changes with the formation of

the harder white layer. Finally the vibration monitoring of machine-tool-workpiece

system and noise emissions help to understand the process analyzed in this study.

Keywords: Compacted graphite iron, Drilling, Drill geometry.

viii

SUMÁRIO

RESUMO....................................................................................................................vi

LISTA DE FIGURAS .................................................................................................viii

LISTA DE TABELAS ..................................................................................................ix

1 INTRODUÇÃO........................................................................................................1

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...................................................................................7

2.1

FERRO FUNDIDO...................................................................................................................... 7

2.2

FERRO FUNDIDO VERMICULAR............................................................................................. 8

2.2.1

Métodos de Obtenção do CGI........................................................................................... 10

2.3

USINABILIDADE DOS FERROS FUNDIDOS VERMICULARES............................................ 10

2.3.1

Fatores influentes na usinabilidade do ferro fundido vermicular....................................... 12

2.4

PROCESSO DE FURAÇÃO..................................................................................................... 19

2.5

FERRAMENTAS EMPREGADAS NA FURAÇÃO................................................................... 21

2.5.1

Tipos de Brocas................................................................................................................. 21

2.5.2

Brocas Helicoidais............................................................................................................. 23

2.5.3

Geometria da Broca Helicoidal.......................................................................................... 23

2.5.4

Afiação da Ponta da Broca................................................................................................ 25

2.5.5

Materiais para ferramentas de furação ............................................................................. 29

2.5.6

Revestimentos Aplicados em Brocas................................................................................ 35

2.6

FORMAÇÃO DE CAVACO NA FURAÇÃO.............................................................................. 36

2.7

FORÇAS DE CORTE NA FURAÇÃO...................................................................................... 38

2.8

MECANISMOS DE DESGASTE.............................................................................................. 41

2.8.1

Mecanismos de desgaste de ferramentas na usinagem de ferros fundidos vermiculares43

2.9

FORMAS DE DESGASTE E AVARIAS EM BROCAS............................................................. 45

2.10

ESTADO DA ARTE NA USINAGEM DO FERRO FUNDIDO VERMICULAR ......................... 47

3 METODOLOGIA, MATERIAIS E EQUIPAMENTOS............................................49

3.1

METODOLOGIA DO ESTUDO ................................................................................................ 49

3.2

O CORPO DE PROVA............................................................................................................. 51

3.2.1

Propriedades mecânicas e composição do ferro fundido vermicular ............................... 53

3.3

CARACTERIZAÇÃO DA MÁQUINA FERRAMENTA............................................................... 59

3.4

CARACTERIZAÇÃO DAS FERRAMENTAS DE CORTE........................................................ 60

3.5

CRITÉRIO DE FIM-DE-VIDA DAS BROCAS........................................................................... 63

3.6

POTÊNCIA DE CORTE E VIBRAÇÕES DO SISTEMA MÁQUINA-FERRAMENTA-PEÇA ... 64

3.7

AVALIAÇÃO DA QUALIDADE DOS FUROS........................................................................... 67

4 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL....................................................................70

4.1

PRÉ-ENSAIO DE FURAÇÃO................................................................................................... 70

4.2

ENSAIO FINAL DE FURAÇÃO................................................................................................ 73

5 RESULTADOS E DISCUSSÕES..........................................................................77

5.1

ANÁLISE DO MECANISMO DE DESGASTE.......................................................................... 77

5.2

ANÁLISE DA VIDA DAS FERRAMENTAS.............................................................................. 87

5.3

ANÁLISE DIMENSIONAL DOS FUROS.................................................................................. 96

5.4

ANÁLISE GEOMÉTRICA DOS FUROS................................................................................. 102

5.5

ANÁLISE DA QUALIDADE DA SUPERFÍCIE DOS FUROS................................................. 108

5.6

ANÁLISE DAS FORÇAS DE CORTE.................................................................................... 111

5.6.1

Momento Torsor.............................................................................................................. 111

5.6.2

Força de avanço.............................................................................................................. 118

5.7

VIBRAÇÕES DO SISTEMA MÁQUINA-FERRAMENTA-PEÇA............................................ 120

5.8

MONITORAMENTO DA EMISSÃO ACÚSTICA .................................................................... 123

5.9

INTEGRIDADE DA SUPERFÍCIE DOS FUROS.................................................................... 125

5.10

FORMAÇÃO DE CAVACOS.................................................................................................. 128

6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES........................................................................130

6.1

CONCLUSÕES ...................................................................................................................... 130

6.2

SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS..................................................................... 133

REFERÊNCIAS.......................................................................................................135

ANEXO A - RELATÓRIO DE ENSAIOS MECÂNICOS..........................................141

ANEXO B - RELATÓRIO DE INSPEÇÃO DAS BROCAS.....................................143

ANEXO C - LAUDO TÉCNICO DA INSPEÇÃO DAS BROCAS ...........................144

ANEXO D - RELATÓRIO DE VIDA DA FERRAMENTA........................................145

ANEXO E - RELATÓRIO DE VIDA DA FERRAMENTA ........................................146

ANEXO F - RELATÓRIO DE CONTROLE DIMENSIONAL E GEOMÉTRICO ......148

ANEXO G - DESENHO DA BROCA - GEOMETRIA A ..........................................150

ANEXO H - DESENHO DA BROCA - GEOMETRIA B ..........................................151

ANEXO I - DESENHO DA BROCA - GEOMETRIA C............................................152

ANEXO J - RELATÓRIO DE MICRODUREZA.......................................................153

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1 - Bloco e cabeçote motor em CGI (TUPY S.A, 2008).................................3

Figura 1.2 - Operações de usinagem em um cabeçote (TUPY S.A, 2008).................4

Figura 2.1 - Morfologia da grafita em ferros fundidos..................................................8

Figura 2.2 - Comparação entre usinabilidade do ferro fundido cinzento e vermicular

(REUTER et al., 2001). ......................................................................................11

Figura 2.3 - Propagação de trincas no ferro fundido. a) na grafita lamelar do ferro

cinzento e b) grafita vermicular (GEORGIOU, 2002 apud ANDRADE, 2005)....13

Figura 2.4 - Comportamento da vida da ferramenta com o aumento da quantidade de

C na fase de perlita (BATES, 1996)..............................................................14

Figura 2.5 - Vida da ferramenta em função da perlita na usinagem do CGI: (a)

ferramenta de metal-duro; (b) ferramenta de CBN (REUTER et al., 2001)........15

Figura 2.6 - Efeito do teor de silício do CGI na vida da ferramenta de torneamento

(DAWSON, 2001)...............................................................................................17

Figura 2.7 - Vida da ferramenta no torneamento de CGI em função do teor de titânio

no CGI (DAWSON, 1999). .................................................................................18

Figura 2.8 - Variantes do processo de furação (KÖNIG e KLOCKE, 1997). .............20

Figura 2.9 - Broca helicoidal (STEMMER, 2005).......................................................23

Figura 2.10 - Ângulos de corte de uma broca helicoidal (STEMMER, 2005). ..........24

Figura 2.11 - Afinação da aresta transversal de corte (STEMMER, 2005)...............26

Figura 2.12 - Comportamento do esforço axial em função do diâmetro do núcleo da

broca (SKF FERRAMENTAS, 2000)..................................................................27

Figura 2.13 - Afiação cruzada da aresta transversal de corte (STEMMER, 2005)...28

Figura 2.14 - Afiação com ângulo de ponta duplo (STEMMER, 2005).....................28

Figura 2.15 - Evolução do emprego de novos materiais para ferramentas de corte

(CIMM, 2008). ....................................................................................................30

Figura 2.16 - Relação entre a tenacidade e a dureza entre os materiais aplicados

como ferramenta de corte (SANDVIK COROMANT, 2005). ..............................31

Figura 2.17 - Microestrutura do metal duro (SANDVIK COROMANT, 2005). ...........32

Figura 2.18 - Influência da porcentagem de cobalto e da temperatura na dureza do

metal duro (DINIZ et al., 2006)...........................................................................33

Figura 2.19 - Desgaste de flanco em ferramentas de metal duro com diferentes

tamanhos de grãos (TRENT e WRIGHT, 2000).................................................34

Figura 2.20 - Etapas de formação do cavaco no ferro fundido (COHEN et al., 2000).

...........................................................................................................................37

Figura 2.21 - Forças atuantes nas arestas principais de corte (STEMMER, 2005)...40

Figura 2.22 - Principais mecanismos de desgaste no processo de usinagem (KÖNIG

e KLOCKE, 1997). .............................................................................................41

Figura 2.23 - (a) Formação de camada protetora de MnS sobre inserto de PCBN ao

usinar ferro fundido cinzento; (b) ausência de camada protetora ao usinar CGI

(Vc = 800 m/min) (REUTER et al., 2001)...........................................................44

Figura 2.24 - Tipos de desgaste por abrasão em uma broca (BORK, 1995). ...........45

Figura 2.25 - Desgaste de flanco em brocas helicoidais (SCHROETER et al., 1999).

...........................................................................................................................47

Figura 3.1 - Representação gráfica dos procedimentos para o ensaio. ....................50

Figura 3.2 - Formato e dimensões do corpo de prova para ensaio de vida. .............52

Figura 3.3 - Micrografia do ferro fundido vermicular: a) sem ataque de nital 2% 100x

e b) com ataque de nital 2% 100x......................................................................54

Figura 3.4 - Micrografia do ferro fundido vermicular com ataque de nital 2% 1000x.55

Figura 3.5 - Distribuição dos pontos de medição de dureza. ....................................56

Figura 3.6 - Comportamento da dureza em função da distância da parede da placa.

...........................................................................................................................57

Figura 3.7 - Comparação entre os corpos de prova de ferro fundido vermicular nos

sentidos longitudinal e transversal. ....................................................................58

xii

Figura 3.8 - Centro de usinagem utilizado para a realização do ensaio....................60

Figura 3.9 - Aspectos geométricos das três geometrias de afiação das brocas. Vista

de topo das brocas (ampliação de 20x). ............................................................61

Figura 3.10 - (a)Visualização dos grãos de metal duro. (MEV - 15000x)..................62

Figura 3.11 - Sistema de monitoramento de vibrações, ruído e corrente..................65

Figura 3.12 - Interface do monitoramento de vibrações, ruído e corrente.................66

Figura 3.13 - Gráfico do comportamento do processo (emissão acústica) em função

do número de furos produzidos..........................................................................67

Figura 3.14 - Máquina de medição por coordenadas laboratório da SOCIESC........68

Figura 4.1 - Furação do bloco de motor Bloco Ford Lion V8 - 3,6 litros. ..................70

Figura 4.2 - Forma de fixação da placa sobre da mesa. ...........................................74

Figura 4.3 - Comportamento da vida da ferramenta em função da excentricidade no

sistema de fixação (GUHRING, 2008). ..............................................................75

Figura 5.1 - Curvas de desgaste para três corridas com a geometria de afiação A

(afiação em S)....................................................................................................79

Figura 5.2 - Geometria de afiação A no MEV (afiação em S)....................................80

Figura 5.3 - Desgastes de flanco para a geometria A (afiação em S)......................81

Figura 5.4 - Caracterização da ponta da broca com geometria de afiação A...........82

Figura 5.5 - Pontos de medição da espectometria na ponta da broca com geometria

de afiação A.......................................................................................................84

Figura 5.6 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 3..............................................................................................85

Figura 5.7 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 2..............................................................................................85

Figura 5.8 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 5..............................................................................................86

xiii

Figura 5.9 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 6..............................................................................................86

Figura 5.10 - Curvas de desgaste para as três geometrias de afiação da ponta na

velocidade de corte de 80 m/min. ......................................................................87

Figura 5.11 - Curvas de desgaste para as três geometrias de afiação da ponta na

velocidade de corte de 90 m/min. ......................................................................88

Figura 5.12 - Curvas de desgaste para as três geometrias de afiação da ponta na

velocidade de corte de 100 m/min. ....................................................................89

Figura 5.13 - Marcas de desgaste de flanco para a geometria de afiação B. ...........90

Figura 5.14 - Curva de desgaste em função do tempo de vida da geometria A para

as velocidades de corte de 80, 90 e 100 m/min.................................................91

Figura 5.15 - Curva de desgaste em função do tempo de para a geometria A........92

Figura 5.16 - Curva de desgaste em função do tempo de vida da geometria B para

as velocidades de corte de 80, 90 e 100 m/min.................................................92

Figura 5.17 - Curva de desgaste em função do tempo de vida para a geometria B..93

Figura 5.18 - Curva de desgaste em função do tempo de vida da geometria C para

as velocidades de corte de 80, 90 e 100 m/min.................................................94

Figura 5.19 - Curva de desgaste em função do tempo de vida para a geometria C. 94

Figura 5.20 - Comparação de vida entre as três geometrias de ponta testadas.......95

Figura 5.21 - Controle dimensional dos furos de Ø 6mm para a geometria de broca

A. a)Teste de normalidade dos resultados de medição. b) Boxplot das cinco

amostras analisadas. .........................................................................................97

Figura 5.22 - Controle dimensional dos furos de Ø 6mm para a geometria de broca

B. a)Teste de normalidade dos resultados de medição. b) Boxplot das cinco

amostras analisadas. .........................................................................................98

Figura 5.23 - Controle dimensional dos furos de Ø 6mm para a geometria de broca

C. a) Teste de normalidade dos resultados de medição. b) Boxplot das cinco

amostras analisadas. .......................................................................................100

xiv

Figura 5.24 - Análise dimensional dos furos para as três geometrias de ponta

testadas............................................................................................................101

Figura 5.25 - Análise geométrica dos furos realizada no circularímetro da Metrologia

da SOCIESC....................................................................................................103

Figura 5.26 - Relatórios de circularidade e cilindricidade do furo de Ø 6mm ..........104

Figura 5.27 - Resultados da medição de circularidade em duas alturas. (6 e 18

milímetros de profundidade).............................................................................105

Figura 5.28 - Resultados de circularidade dos furos de Ø 6mm nas três condições de

velocidade de corte para as três geometrias....................................................106

Figura 5.29 - Variação do erro de circularidade em função do desgaste da broca de

geometria A na velocidade de corte de 80m/min. ............................................107

Figura 5.30 - Parâmetro de rugosidade (Ra) para as três geometrias de corte. .....108

Figura 5.31 - Parâmetro de rugosidade (Rz) para as três geometrias de corte......109

Figura 5.32 - Correlação entre o desgaste de flanco VB

bmáx

e a rugosidade dos

furos.................................................................................................................110

Figura 5.33 - Aspecto da superfície do furo. a) entrada e b) fundo do furo.............111

Figura 5.34 - Comportamento da corrente consumida no processo de furação com

uma broca de Ø 6mm na velocidade de corte de 80m/min..............................112

Figura 5.35 - Medição de corrente na área de corte em cinco estágios de desgaste

da ferramenta...................................................................................................113

Figura 5.36 - Constantes de Kienzle, determinadas empiricamente, para cálculo da

força de corte (Fc) em furação (MOCELLIN, 2002). ........................................114

Figura 5.37 - Momento torsor para as três geometrias na velocidade de corte de 80

m/min. ..............................................................................................................115

Figura 5.38 - Comportamento da corrente do motor em função do comprimento de

furação para três condições de velocidade de corte........................................116

Figura 5.39 - Comportamento da corrente do motor em função do comprimento de

furação para três condições de velocidade de corte........................................117

Figura 5.40 - Comportamento da força de avanço em função do comprimento de

furação para a velocidade de corte de 80 m/min. ............................................118

Figura 5.41 - Comportamento da força de avanço em função do comprimento de

furação para a velocidade de corte de 90 e 100m/min. ...................................119

Figura 5.42 - Espectro das vibrações efetivas do sistema máquina-ferramenta em

função da vida da ferramenta para a velocidade de corte de 80 m/min...........120

Figura 5.43 - Comportamento das vibrações no sistema máquina-ferramenta para as

três geometrias testadas na velocidade de corte de 80 m/min. .......................121

Figura 5.44 - Comportamento das vibrações do sistema máquina-ferramenta para as

três velocidades de corte. ................................................................................122

Figura 5.45 - Espectro do sinal de emissão acústica para a geometria A...............123

Figura 5.46 - Correlação entre o desgaste de flanco e o sinal de emissão acústica

para a geometria A...........................................................................................124

Figura 5.47 - Sinal de emissão acústica para as três geometrias na velocidade de

corte de 80 m/min. ...........................................................................................125

Figura 5.48 - Microdureza em função da distância da superfície do furo ao núcleo. a)

no início e b) final da vida da ferramenta. ........................................................126

Figura 5.49 - Micrografia do ferro fundido vermicular na região próxima ao furo

ampliação de 1000x.........................................................................................127

Figura 5.50 - Forma dos cavacos na furação do CGI. (a) cavaco helicoidal 13x e (b)

cavaco em lasca 20x........................................................................................129

xvi

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1 - Propriedades mecânicas do ferro fundido vermicular em relação ao

cinzento e nodular (SINTERCAST, 2008)............................................................9

Tabela 2.2 - Intervalos típicos de composição química para nodularidade de 0 a 20%

(SINTERCAST, 2008)..........................................................................................9

Tabela 2.3 - Efeitos metalúrgicos de distintas proporções de titânio (DAWSON,

1999)..................................................................................................................18

Tabela 2.4 - Participação do momento torsor e força de avanço no processo de

furação (DINIZ et al., 2006)................................................................................39

Tabela 3.1 - Caracterização da microestrutura do ferro fundido vermicular..............53

Tabela 3.2 - Composição química para nodularidade de 7% ...................................54

Tabela 3.3 - Variação da dureza Brinell nos corpos de prova de CGI, obtida com

carga de 300 Kg e tempo de permanência de 20 s............................................57

Tabela 3.4 - Geometria das brocas empregadas nos ensaios..................................61

Tabela 3.5 - Propriedades do revestimento das brocas (GUHRING, 2008)..............63

Tabela 4.1 - Condições de corte aplicados na operação 90 do Bloco de motor Ford

LION V8. ............................................................................................................71

Tabela 4.2 - Condições de corte aplicados no ensaio final de furação. ....................74

Tabela 5.1 - Resultados da vida ferramenta em furos e comprimento usinado para as

três corridas com a geometria de afiação A.......................................................78

Tabela 5.2 - Dados da equação de vida de Taylor para as geometrias testadas.....95

Tabela 5.3 - Resultados da análise de variância do controle dimensional para as três

geometrias de afiação de broca testadas.........................................................102

Tabela 5.4 - Análise dimensional e aspecto do encruamento da superfície do furo.

.........................................................................................................................128

xvii

LISTA DE ABREVIATURAS, SIGLAS E SÍMBOLOS

ALFABETO LATINO

ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas.

AISI

- American Iron and Steel Institute (Instituto Americano do ferro e

aço)

Aγ - Superfície de saída

Aα - Superfície principal de folga

A’

- Superfície secundária de folga

- Óxido de alumínio

APC Aresta postiça de corte

CGI - Compacted graphite iron (Ferro fundido vermicular)

CNC - Comando numérico computadorizado

CVD - Chemical Vapour Deposition (Deposição química a vapor)

d - Diâmetro (mm)

D - Diâmetro da broca (mm)

- Nível de vibrações com referência à máquina em vazio

f - Avanço (mm/volta)

- Força de corte

- Força de avanço

- Força passiva

h - Espessura de corte

h‘ - Espessura do cavaco

HB - Dureza Brinell

HV - Dureza Vickers

KB, KT,

- Parâmetros do desgaste de cratera

- Pressão específica de corte

L/D - Relação comprimento diâmetro do furo

- Momento torsor

n - Velocidade de rotação do eixo árvore (rpm)

- Potência de corte

PVD - Physical Vapour Deposition (Deposição física a vapor)

- Rugosidade média

- Raio de ponta da ferramenta

- Rugosidade média entre as alturas máximas dentro de cada cut-off

S - Aresta principal de corte

S’ - Aresta secundária de corte

TiAlN - Nitreto de titânio e alumínio

TiC - Carboneto de titânio

TiN - Nitreto de titânio

- Desgaste de flanco médio

bmáx

- Desgaste de flanco máximo

xviii

- Velocidade de corte

- Velocidade efetiva de corte

- Velocidade de avanço

Vib

medido

- Nível RMS de vibrações do sistema durante o corte

Vib

vazio

- Nível RMS de vibrações do sistema em vazio

xix

LISTA DE SÍMBOLOS

ALFABETO GREGO

Ângulo de incidência

Ângulo de cunha

Ângulo de saída

Ângulo do gume transversal

σ Ângulo de ponta

Ângulo de hélice

Coeficiente de atrito

rε

Raio de ponta

Capítulo 1 Introdução

1 INTRODUÇÃO

A crescente competitividade entre as empresas em um mercado globalizado, a

exigência de qualidade nos produtos e serviços prestados dentro de menores prazos

e custos e a preocupação com a agressão ao meio ambiente tornaram a busca por

soluções tecnológicas um fator estratégico para as empresas. Este cenário favorece

o desenvolvimento da pesquisa na indústria que busca a constante melhoria dos

seus processos, cada vez mais enxutos, atendendo as normas técnicas e

ambientais. A indústria automobilística, um bom exemplo deste perfil, é apontada

como principal segmento da produção e fator chave para o desenvolvimento

econômico mundial. Contudo esta também é responsável por uma série de

problemas ambientais. Os motores dos veículos são responsáveis por mais poluição

atmosférica do que qualquer outra atividade humana, a exigência da sociedade

sobre a indústria automobilística para desenvolver veículos menos poluentes tem se

intensificado (DAWSON e SCHOROEDER, 2004).

Uma das alternativas de redução deste problema é o desenvolvimento de

motores mais eficientes. Neste sentido a aplicação do ferro fundido com grafita

compacta, também conhecido como ferro fundido vermicular em substituição ao ferro

fundido cinzento mostra-se como uma solução viável para a indústria

automobilística. A substituição do ferro fundido cinzento pelo vermicular apresenta

como vantagem a possibilidade de empregar menores espessuras de parede nos

blocos e cabeçotes de motores devido à melhoria das propriedades mecânicas,

como resistência ao desgaste, dureza e tenacidade tendo como conseqüência direta

a redução de peso do motor, diminuindo assim o peso dos veículos e a emissão de

poluentes.

A melhoria das propriedades mecânicas deste material resultou em uma maior

dificuldade no processo de usinagem. Comparando os materiais empregados em

blocos de motores, tais como o ferro fundido cinzento, as ligas de alumínio, além de

ligas de magnésio e alumínio-compósito, o ferro fundido vermicular é um dos piores

candidatos no quesito custo de usinagem, sendo esta uma das limitações na

Capítulo 1 Introdução

fabricação de blocos de motores com este material (MARQUARD et al., 1998).

Reuter et al. (2001) e Mocellin (2002) encontraram uma redução de até 50% na vida

da ferramenta ao comparar a usinabilidade do ferro fundido vermicular com o ferro

fundido cinzento. Esta redução na vida da ferramenta representa no processo de

fabricação um dos maiores problemas na área de usinagem relacionado diretamente

a um maior número de paradas para troca de ferramentas, onde gera de modo direto

uma perda tanto na produtividade quanto nos estoques, devido ao grande volume de

ferramentas em giro na produção. Além disso, o maior número de trocas resulta em

um maior desgaste no sistema de troca automática da máquina-ferramenta gerando

paradas para manutenção do equipamento. Todos estes fatores somados no final

refletem no aumento do custo de fabricação do motor.

Atualmente diversas empresas como Audi, Caterpillar, Chrysler, Ford, General

Motors, Hyundai, International Truck, Jaguar, Kia, Land Rover, B&W Diesel, PSA

Peugeot-Citroen, Rolls-Royce Power Engineering, Toyota, Volkswagen e Volvo

empregam no bloco e cabeçote de motores de seus veículos o ferro fundido

vermicular. Estas empresas empregam estes motores em carros de passeio,

caminhões, máquinas agrícolas, geradores e outras aplicações de motores de

combustão.

A figura 1.1 apresenta alguns exemplos de componentes automotivos

fabricados em ferro fundido vermicular. A imagem da esquerda mostra um motor

seis cilindros em “V” a diesel da pick-up da Ford Lion e ao lado um bloco e cabeçote

de motor do caminhão da NAVISTAR.

Capítulo 1 Introdução

Figura 1.1 - Bloco e cabeçote motor em CGI (TUPY S.A, 2008).

A Tupy S.A como fornecedora de componentes automotivos a estes clientes

desde 1992 tem desenvolvido tecnologia para fabricação de blocos e cabeçotes de

motores em ferro fundido vermicular, agregando às atividades da empresa o

processo de usinagem destes produtos. Atualmente a produção é estimada em 3600

motores por mês, cerca de 120 peças por dia (TUPY S.A, 2008).

O setor de usinagem foi organizado em forma de células produtivas

empregando centros de usinagem CNC para fabricação dos componentes

automotivos. A usinagem destes produtos emprega diversos processos como

fresamento, furação, rosqueamento, alargamento, mandrilamento e brunimento.

A figura 1.2 ilustra as diversas operações realizadas e as ferramentas

empregadas na usinagem de blocos e cabeçotes.

Capítulo 1 Introdução

Figura 1.2 - Operações de usinagem em um cabeçote (TUPY S.A, 2008).

Conforme Andrade (2005), o fresamento e a furação são as operações de

maior tempo efetivo de corte, representando cerca de 60% do tempo de usinagem

de um bloco de motor. Em seu estudo o autor destaca a importância do processo de

furação na usinagem de blocos de motores, representando em média 28% do tempo

efetivo de corte. Isto associado ao fato de se trabalhar geralmente com ferramentas

especiais faz desta operação uma das mais influentes nos custos de fabricação.

Diniz et al. (2006) explica que o processo de furação é a operação de usinagem

mais utilizada no setor metal-mecânico no Brasil que apesar da sua importância não

progrediu com a mesma velocidade que outros processos como o torneamento e o

fresamento. Contudo, notam-se alguns avanços tecnológicos nos últimos anos,

principalmente no desenvolvimento de brocas em metal-duro. Destacam-se os novos

conceitos de geometria, visando a furação de materiais de baixa usinabilidade como

o ferro fundido vermicular e o desenvolvimento de novos revestimentos de alta

resistência ao desgaste e baixo coeficiente de atrito. Estes desenvolvimentos

propiciaram aumento da vida da ferramenta e maior produtividade. Diniz et al. (2006)

Capítulo 1 Introdução

destacam como a principal desvantagem a lentidão e a incerteza do processo de

furação que muitas vezes para agilizar o processo empregam-se brocas com

geometrias especiais para realizar várias superfícies ou mesmo vários furos no

mesmo movimento de avanço da ferramenta. Para os furos de precisão,

normalmente são empregadas brocas para o desbaste e depois o furo passa por

operações de acabamento, tais como: alargamento, brochamento, mandrilamento,

torneamento interno, retificação interna, entre outros. Logo se justifica o estudo

sobre o processo de furação como sendo uma contribuição para o entendimento do

processo de usinagem do ferro fundido vermicular e uma alternativa de melhoria de

processo e redução dos custos de fabricação de componentes automotivos.

O objetivo principal deste trabalho é avaliar a influência da geometria de

afiação em brocas helicoidais na furação de blocos motores de ferro fundido

vermicular. Estabeleceu-se como referência uma geometria comum para furação de

ferro fundido vermicular (afiação em S) e testaram-se outras duas também

recomendadas para este material (afiação em cruz e a geometria de ponta em raio).

Comparou-se o comportamento da vida da ferramenta para cada geometria.

Identificou-se o mecanismo de desgaste predominante e a influência da velocidade

de corte sobre a vida das ferramentas. Verificaram-se também os erros dimensionais

e geométricos, o acabamento e a camada encruada na superfície do furo e outras

características do processo como a formação de cavaco, a força de usinagem, a

emissão acústica e as vibrações no sistema máquina-ferramenta-peça.

Esta dissertação está estruturada em seis capítulos. No primeiro capítulo faz-se

a caracterização do problema e apresenta-se o objetivo geral e os específicos para

este estudo. O segundo capítulo é uma revisão da literatura sobre o ferro fundido

vermicular, a tecnologia de furação, os materiais e a geometria das ferramentas e os

mecanismos de desgaste no processo de furação. Na seqüência no terceiro capítulo

apresenta-se a metodologia de estudo e suas métricas para avaliação. No quarto os

procedimentos adotados na realização dos experimentos, bem como os materiais,

ferramentas, máquinas e equipamentos utilizados na pesquisa. O quinto capítulo traz

a apresentação e discussão dos resultados obtidos onde, ao final, são feitas

conclusões parciais. No sexto capítulo são apresentadas as principais conclusões da

Capítulo 1 Introdução

dissertação e sugeridos temas para trabalhos futuros. Finalmente são apresentadas

as referências bibliográficas e os anexos para complementação deste trabalho.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

A presente revisão bibliográfica traz noções a respeito do processo de furação

do ferro fundido vermicular. Conceitos fundamentais sobre o material, características

do processo de furação, ferramentas de corte (brocas) e o estado da arte na

usinagem de ferros fundidos vermiculares referenciando os principais estudos

realizados até os dias de hoje.

2.1 FERRO FUNDIDO

O ferro fundido é um dos materiais mais tradicionais aplicados na indústria

automobilística e tem sido objeto de estudo em várias pesquisas tanto no

desenvolvimento das suas propriedades quanto nos processos de fabricação. A

necessidade de desenvolver motores com melhor desempenho que suportem

elevadas pressões com um menor nível de emissão de poluentes gerou uma busca

contínua por melhorias das propriedades deste material como resistência mecânica,

tenacidade, condutividade térmica, capacidade de amortecimento de vibrações

associadas a uma boa usinabilidade (GUESSER et al., 2004).

O ferro fundido é definido como uma liga ternária de ferro, carbono e silício com

teor de carbono superior a 2%. Além destes outros elementos como manganês,

fósforo, cobre, níquel, molibdênio e o cromo podem ser acrescentados para mudar

suas propriedades. A composição química é um dos principais fatores responsáveis

para determinar a estrutura do ferro fundido e através dela a classificação em

diferentes tipos de ferro fundido: branco, maleável, cinzento, nodular e vermicular

(CHIAVERINI, 2002). O carbono no ferro fundido pode se apresentar na forma livre

de grafita ou como carboneto de ferro (Fe

C). O aumento do teor de silício resulta

em uma maior grafitização, apresentando lamelas de grafita em uma matriz ferrítica,

este ferro fundido é conhecido como cinzento. Na figura 2.1 (a) pode-se observar o

aspecto das lamelas de grafita no ferro fundido cinzento. Este material apresenta

boa condutividade térmica, amortecimento de vibrações e boa usinabilidade,

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

entretanto sua resistência mecânica é baixa devido à forma da grafita, que provoca

descontinuidades na matriz (GUESSER et al., 2004).

(a) (b) (c)

Figura 2.1 - Morfologia da grafita em ferros fundidos

a) cinzento, b) nodular e c) vermicular (GUESSER, 2002).

O ferro fundido nodular tem como característica a boa resistência mecânica,

ductilidade e tenacidade maiores que o cinzento devido a forma de nódulos em que

a grafita se apresenta, figura 2.1 (b) mantendo a continuidade da matriz gerando

uma menor concentração de tensões. A nodularização é obtida a partir da adição de

elementos como o magnésio e o níquel em contrapartida outros elementos como

chumbo e titânio atuam como anti-nodularizantes.

2.2 FERRO FUNDIDO VERMICULAR

O ferro fundido com grafita compacta (CGI) é conhecido como ferro fundido

vermicular devido ao aspecto da grafita, como pode ser observado na figura 2.1 (c).

A grafita apresenta-se interconectada com as extremidades arredondadas na forma

de nódulos neste ferro fundido, conferindo ao material boa resistência mecânica,

ductilidade e tenacidade maiores que o cinzento. Entretanto sua condutividade

térmica, capacidade de absorção de vibrações e usinabilidade são inferiores,

50 µm

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

apresentando propriedades entre o ferro fundido cinzento e o nodular (DAWSON,

1999). Guesser (2002) afirma que este ferro fundido reuniu as boas propriedades do

ferro fundido cinzento e do nodular apresentando aumento de 75% no limite de

resistência, 40% no módulo de elasticidade e o dobro da resistência à fadiga. Isto

pode ser observado na tabela 2.1, permitindo variar a matriz metálica conforme as

propriedades desejadas ao produto.

Tabela 2.1 - Propriedades mecânicas do ferro fundido vermicular em relação ao

cinzento e nodular (SINTERCAST, 2008).

Propriedades Cinzento Nodular Vermicular

Resistência à tração [MPa] 235 650 500

Dureza [HB] 200 270 225

Módulo elasticidade [GPa] 110 165 140

Resistência à fadiga [MPa] 100 265 205

Condutividade térmica [W/(mK)] 48 28 35

A resistência à tração, aliada à forma da grafita, explica em parte a pior

usinabilidade do ferro fundido vermicular, cujas propriedades são intermediárias às

do ferro fundido nodular e do ferro fundido cinzento (GUESSER et al., 2004).

Na Tabela 2.2 são apresentadas as composições químicas típicas para

nodularidade de 0 a 20%. Segundo a empresa Sintercast (2008), a especificação da

composição química está ligada às propriedades mecânicas. Observa-se que na

composição química não há grande diferenciação entre os elementos químicos

havendo apenas um aumento no percentual de alguns elementos residuais, tais

como cobre e selênio, resultantes do controle da nodularização no CGI.

Tabela 2.2 - Intervalos típicos de composição química para nodularidade de 0 a

20% (SINTERCAST, 2008).

Estrutura

da Matriz

C Si Ce Mn S Mg Cu Sn

70%

Perlita

3,6 a 3,8

2,1 a 2,5

4,4 a 4,7

0,2 a 0,4

0,005

0,022

0,006

0,014

0,3 a 0,6

0,03 a 0,05

100%

Perlita

3,6 a 3,8

2,1 a 2,5

4,4 a 4,7

0,2 a 0,4

0,005

0,022

0,006

0,014

0,6 a 0,9

0,08 a 0,10

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

2.2.1 Métodos de Obtenção do CGI

O primeiro relato sobre a obtenção de ferro fundido vermicular foi feito por

Morrogh na década de 40, quando investigando a produção de ferro fundido nodular

pela adição de terras raras (cério e magnésio), obteve-se uma estrutura descrita por

ele como “quasi-flake” (quase lamelas), uma estrutura intermediária entre o ferro

fundido cinzento e o nodular

(

OATHOUT, 1978 apud DORE, 2007).

Dore (2007) explica que vários métodos foram pesquisados para garantir a

obtenção do vermicular, contudo apenas dois tiveram resultados positivos. Estes são

utilizados para a produção em escala industrial: o tratamento da liga com elementos

nodularizantes (magnésio) e antinodularizantes (titânio) e o tratamento da liga com

quantidades controladas de elementos que promovem a nodularização da grafita,

como o magnésio.

O primeiro processo desenvolvido para obtenção do CGI utiliza o magnésio

como elemento de liga e adiciona o titânio como elemento anti-nodularizante.

Enquanto o magnésio impede o crescimento da grafita lamelar o titânio suprime a

formação de grafita nodular, entretanto este processo resulta na formação de

carbonetos de titânio que prejudicam a usinabilidade do material. O segundo método

não adiciona o titânio e trata de um controle rigoroso da solidificação da liga na qual

o magnésio é adicionado em uma quantidade insuficiente para formar a grafita

nodular. Este processo exige a habilidade de medir o comportamento do metal

líquido após a adição do magnésio e interferir no processo antes do vazamento

(DAWSON, 2001).

O processo empregado pela empresa Tupy S.A, é baseado na análise térmica

durante a solidificação da liga após o tratamento inicial com magnésio. A adição

inicial de Mg é intencionalmente baixa, de maneira que a análise térmica sempre

determine a quantidade adicional de tratamento necessária para chegar à formação

da grafita vermicular (GUESSER et al., 2004).

2.3 USINABILIDADE DOS FERROS FUNDIDOS VERMICULARES

Diniz et al. (2006) definem usinabilidade como uma grandeza tecnológica que

expressa , por meio de um valor numérico comparativo (índice de usinabilidade), um

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

conjunto de propriedades de usinagem de um material em relação a outro tomado

como padrão. Normalmente estabelecida através de grandezas como a vida da

ferramenta, o acabamento da superfície, os esforços e temperatura de corte e a

própria formação do cavaco.

A usinabilidade depende de uma série de fatores do sistema máquina-

ferramenta-peça e das condições de trabalho. Para os ferros fundidos normalmente

emprega-se como material de referência o ferro fundido cinzento. A mudança da

composição química, microestrutura e as propriedades mecânicas afetam de forma

significativa a usinabilidade do CGI. Reuter et al. (2001) destacam a dificuldade em

substituir o ferro fundido cinzento pelo vermicular, CGI, na usinagem dos blocos de

motores, em 1996. Os resultados de comparação entre os dois materiais são

apresentados na figura 2.2, onde nas mesmas condições de corte a operação de

mandrilamento (desbaste) reduziu em 95% a vida da ferramenta.

Madrilamento.MadrilamentoFuraçãoFresamento

100

Vida da ferramenta [%]

Cinzento

Vermicular

Material

(desbaste)

(acabamento)

Figura 2.2 - Comparação entre usinabilidade do ferro fundido cinzento e

vermicular (REUTER et al., 2001).

Outras operações como a furação e o fresamento apresentaram uma redução

de 45% e 50%, respectivamente, na vida das ferramentas. A redução da vida da

ferramenta tornou naquela época inviável economicamente produzir blocos de

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

motores em escala industrial, contudo foi a mola propulsora para uma série de

estudos sobre a usinabilidade deste material (MOCELLIN, 2002).

2.3.1 Fatores influentes na usinabilidade do ferro fundido vermicular

A redução da vida da ferramenta na usinagem do ferro fundido vermicular está

associada a dois fatores: ao aumento da resistência mecânica e a ausência de

sulfeto de manganês em sua microestrutura, sempre presente no ferro fundido

cinzento, e que em altas velocidades de corte se deposita sobre a ferramenta de

corte gerando uma película que age como lubrificante sólido na região de contato

ferramenta-peça (DORE, 2007, REUTER et al., 2001). Segundo Abele et al. (2002),

estes fatores resultaram em aumento de 33% na abrasividade do material e em 15%

na sua adesividade quando comparado ao ferro fundido cinzento, resultados estes

obtidos em ensaio de desgaste pino sobre disco.

Dawson (2001) identificou em seus estudos sobre a usinabilidade do ferro

fundido vermicular as características morfológicas da grafita como principais

variáveis, os efeito de elementos químicos como Sb, Mn, Si, S, Ti, Cr na formação

de sulfetos e carbonetos e também os problemas resultantes das inclusões

encontradas na liga.

a) Efeito da forma da grafita

As características como a forma, o tamanho e a quantidade da grafita são

normalmente mais significativas do que a composição química dos ferros fundidos

(REUTER et al., 2001). A variação da forma da grafita de lamelar, alongadas e

orientadas aleatoriamente como no ferro cinzento, para mais curtas, mais grossas e

de bordas arredondadas como no ferro fundido vermicular altera o modo de ruptura

do cavaco. A grafita em forma vermicular possui uma melhor integração com a

matriz metálica e na propogação de trincas. Como se pode ver na figura 2.3 (a), a

grafita no ferro fundido cinzento apresenta pontas agudas que faciltam a propagação

de trincas a frente da ferramenta de corte. No ferro fundido vermicular a forma

arredondada da grafita não favorece a propagação de trincas (GEORGIOU, 2002

apud ANDRADE, 2005).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Figura 2.3 - Propagação de trincas no ferro fundido. a) na grafita lamelar do ferro

cinzento e b) grafita vermicular (GEORGIOU, 2002 apud ANDRADE, 2005).

Durante a usinagem o maior coeficiente de atrito do ferro fundido vermicular e a

menor condutividade térmica atrelada a mudança na formação do cavaco que tende

a ficar mais tempo em contato com a face da ferramenta resultam na elevação da

temperatura da ferramenta durante o corte. No entanto, Reuter et al. (2001) afirmam

que as medições revelam que as temperaturas da ferramenta durante o corte do CGI

não são muito maiores que as do ferro fundido cinzento.

b) Influência da perlita

Além da forma da grafita, a matriz metálica formada pela ferrita e/ou perlita é

outro fator determinante nas propriedades obtidas nos ferros fundidos. Dependendo

da velocidade de resfriamento e da composição química do ferro fundido, os átomos

de carbono agrupam-se para formar a grafita durante a solidificação do material

transformando-se em ferrita ou perlita. Os átomos que não conseguem sair da

matriz, formam a perlita. A perlita é uma estrutura lamelar alternada entre ferrita e

cementita (Fe

C). As lamelas de cementita reforçam a matriz, tornando-a mais dura

e resistente (DAWSON, 1999).

50 µm

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Assim a perlita afeta a usinabilidade do ferro fundido de duas maneiras

distintas: o tipo de perlita e a proporção de grãos de perlita vs. ferrita.

A quantidade e o tamanho da cementita na perlita afetam de forma significativa

a vida da ferramenta. Bates (1996) relacionou a usinabilidade de ferros fundidos

cinzentos e nodulares ao teor de Fe

C na perlita. Os resultados obtidos pelo

pesquisador são apresentados na figura 2.4. Nota-se a influência do teor de Fe

C na

vida da ferramenta na furação de placas de ferro fundido cinzento com brocas de

aço-rápido. Nas três condições de trabalho a ferramenta de corte apresentou nos

testes um comportamento muito semelhante. Nestes o aumento do teor de Fe

C na

perlita reduz rapidamente o número de furos produzidos, indicando a importância

deste fator na usinabilidade do material.

15141312111098

600

500

400

300

200

100

Vida da broca [n de furos]

37 m/min

40 m/min

43 m/min

Avanço = 0,229 mm/rot

Diâmetro 6 mm

Broca helicoidal HSS

Teor de Fe C na Perlita [%]

Figura 2.4 - Comportamento da vida da ferramenta com o aumento da quantidade

de Fe

C na fase de perlita (BATES, 1996).

Mocellin (2002) confirmou a influência do percentual de Fe

C na perlita

observando os melhores resultados de usinabilidade nas ligas onde se obteve perlita

com lamelas de Fe

C mais estreitas, isto é, menor quantidade de cementita na

perlita.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

A outra maneira em que a perlita afeta a usinabilidade dos ferros fundidos é

pela proporção de perlita/ferrita na microestrutura. Este fator afeta diretamente a

resistência mecânica do material. Um aumento de 15% para 95% de perlita no ferro

fundido vermicular, mantendo-se as demais variáveis inalteradas, resulta em um

aumento do limite de resistência de 300 MPa para 480 MPa (DORE, 2007;

MOCELLIN, 2002; DAWSON, 2002). O aumento da resistência mecânica afeta os

resultados na usinagem, contudo não há uma relação direta entre o aumento da

razão perlita / ferrita e a redução da vida da ferramenta, a qual sofre maior influência

do teor de Fe

C da perlita. Reuter et al. (2001) realizaram ensaios de torneamento e

fresamento em ferros fundidos vermiculares com diferentes proporções de perlita.

Os testes foram realizados com dois materiais de ferramenta, metal-duro e CBN

aplicando dois níveis para o fator velocidade de corte: 400 e 800 m/min para o CBN

e 150 e 250 m/min para o metal duro. O gráfico na figura 2.5 (a) e (b) apresenta os

resultados.

10090807060

Quantidade de perlita [%]

Comprimento de corte [Km]

150 m/min Fresamento

150 m/min T or neamento

250 m/min Fresamento

250 m/min T or neamento

10090807060

Quantidade de perlita [%]

Comprimento de corte [Km]

40 0 m/min Fresamento

40 0 m/min T or neamento

80 0 m/min Fresamento

80 0 m/min T or neamento

(a) (b)

Figura 2.5 - Vida da ferramenta em função da perlita na usinagem do CGI: (a)

ferramenta de metal-duro; (b) ferramenta de CBN (REUTER et al., 2001).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Analisando os efeitos da proporção de perlita na vida da ferramenta no

torneamento e fresamento do ferro fundido vermicular na figura 2.5 nota-se diferença

entre os processos e o comportamento da ferramenta. No processo de fresamento

nota-se uma tendência da vida da ferramenta aumentar de forma significativa com o

aumento da proporção de perlita, principalmente no caso do CBN. Contudo, no

processo de torneamento do CGI não há evidências de uma tendência de aumento

ou mesmo de redução da vida da ferramenta em função da quantidade de perlita.

Outra constatação é a influência da velocidade de corte que no processo de

fresamento para ambas as ferramentas resulta em um maior comprimento de corte

enquanto no torneamento as velocidades de corte baixas apresentaram um melhor

rendimento para as duas ferramentas testadas (REUTER et al., 2001).

c) Efeito dos elementos químicos

A composição química exerce também forte influência sobre a usinabilidade

dos ferros fundidos. Entre elementos que afetam a usinabilidade do ferro fundido o

silício é apontado como principal agente de mudanças no comportamento da

usinagem. O silício é um elemento formador de ferrita, que em até 3,0% do volume

total de liga melhora a usinabilidade do ferro fundido. Entretanto, o aumento desta

porcentagem na liga tende a endurecer a ferrita, fazendo com que o material atinja

valores de dureza e resistência iguais ao ferro fundido perlítico (DAWSON, 2002).

Dawson (2001) realizou testes de torneamento de ferro fundido vermicular com

3,0% e 4,0% de silício. Nos testes também foram apresentados como variáveis do

processo o material da ferramenta e a velocidade de corte. Na figura 2.6 encontram-

se resultados dos experimentos. O autor explica que, com a adição de 3,0% de

silício, a usinabilidade do vermicular é melhorada, contudo a dureza e a resistência

mecânica do material são afetadas. Esta redução nas propriedades mecânicas do

material descarta a possibilidade do seu emprego na fabricação de blocos de

motores. A liga contendo 4,0% de silício, atingiu a resistência mecânica necessária

de 500 MPa, entretanto com uma redução de 15% na condutividade térmica e um

pior rendimento no comprimento de usinagem, para todos as condições de corte

testadas.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

CBN

Comprimento de Usinagem [km]

CBN

Metal duro

CGI (4,0% Si)

CGI (3,0% Si)

CGI (>95% Perlita)

CGI (70 a 80% Perlita)

Cinzento (GG25)

800 m/min

400 m/min

250 m/min

150 m/min

Figura 2.6 - Efeito do teor de silício do CGI na vida da ferramenta de torneamento

(DAWSON, 2001).

Na usinagem do ferro fundido cinzento, o enxofre e o manganês combinam-se

formando o sulfeto de manganês (DAWSON, 2001). Inclusões de sulfeto de

manganês (MnS) melhoraram a usinabilidade de ferros fundidos cinzentos, agindo

como lubrificante e aderindo sobre a face da ferramenta. Contudo nos ferros

fundidos vermiculares não se observa a formação desta camada. O teor de enxofre

normalmente presente em ferros fundidos cinzentos é dez vezes menor que no

vermicular. Além disso, o enxofre no ferro fundido vermicular combina-se

preferencialmente com o magnésio, elemento nodulizante, não restando

quantidades suficientes para se combinar com o manganês e formar uma camada

de sulfeto de manganês (REUTER et al., 2001).

Outros elementos como o cromo e o titânio são introduzidos na liga do ferro

fundido através da sucata de aço ou intencionalmente como liga para obtenção de

maior resistência ao desgaste a altas temperaturas. Estes elementos são

formadores de carbonetos, encontrados geralmente nas últimas regiões em

solidificação na forma de carbonetos (REUTER et al, 2001). Guesser (2002),

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Dawson e Schroeder (2004) citam que a adição 0,1% de titânio resulta na formação

de mais de 1000 inclusões de carbonitretos em uma área de 1mm

No ferro fundido vermicular o titânio é considerado elemento residual e se

encontra nas proporções indicadas na Tabela 2.3 conforme as propriedades

desejadas.

A relação entre a quantidade de titânio na liga e o desgaste da ferramenta de

metal-duro no processo de torneamento para velocidades de 150 e 250 m/min é

apresentado na figura 2.7. No gráfico nota-se que a vida da ferramenta diminui

drasticamente com o aumento do teor de titânio (DAWSON, 1999).

0,250,200,150,100,050,00

% Titânio

Comprimento de corte [km]

150 m/min

250 m/min

Velocidades de Corte

Figura 2.7 - Vida da ferramenta no torneamento de CGI em função do teor de

titânio no CGI (DAWSON, 1999).

Tabela 2.3 -

Efeitos metalúrgicos de distintas proporções de titânio (DAWSON,

1999).

% Ti Função Metalúrgica

0,02 a 0,05% Típico teor residual

0,04 a 0,07% Adição intencional para melhorar resistência ao desgaste

0,10 a 0,25% Adição intencional para estabilizar a grafita vermicular

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

d) Efeito das inclusões

Os ferros fundidos normalmente possuem inclusões não-metálicas, as quais

podem ser óxidos, sulfetos ou complexos intermetálicos. As inclusões, dependendo

de sua composição, podem ser macias como sulfeto de manganês, ou duras como o

silicato de magnésio (DAWSON, 1999). Para minimizar os efeitos das inclusões e

melhorar a usinabilidade do ferro fundido vermicular Dawson (2001) estudou a

possibilidade de inserir na liga outros elementos para a transformação das inclusões

de alta dureza em inclusões de menor dureza, para que pudessem aderir na

superfície da ferramenta, protegendo-a dos mecanismos de desgaste. Contudo, os

resultados não foram significativos frente à maior dificuldade de fabricação do ferro

fundido vermicular.

2.4 PROCESSO DE FURAÇÃO

A furação é um dos processos de usinagem mais utilizados nas indústrias de

manufatura. Tem por objetivo a obtenção de furos geralmente cilíndricos, podendo

apresentar algumas variantes para o produto do processo (ver figura 2.8). A grande

maioria das peças de qualquer tipo de indústria tem pelo menos um furo e, somente

uma parte muito pequena dessas peças já vem com o furo pronto do processo de

obtenção da peça bruta (fundição, forjamento, etc). Em geral, as peças têm que ser

furadas em cheio ou terem seus furos aumentados através do processo de furação.

(DINIZ et al, 2006).

A furação faz parte do grupo de processos de usinagem com geometria de

corte definida assim como o torneamento e o fresamento, envolvendo

aproximadamente 30% de todas as operações de usinagem de metal e 75% do

volume de material removido na usinagem (CASTILLO, 2005). Conforme a norma

alemã DIN 8589, é definida como um processo de usinagem com movimento de

corte circular, ou seja, com movimento rotativo principal. A ferramenta possui

movimento de avanço apenas na direção do seu eixo de rotação, que mantém sua

posição em relação à ferramenta e à peça (KÖNIG e KLOCKE, 1997).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Figura 2.8 - Variantes do processo de furação (KÖNIG e KLOCKE, 1997).

Reconhecida a importância desta operação na indústria, nota-se que o

desenvolvimento tecnológico para este processo apresenta as características

comuns a outros como o torneamento e o fresamento. A introdução de novos

materiais para ferramentas de corte tais como, o nitreto cúbico de boro (CBN), a

cerâmica e o diamante, comuns a outros processos de usinagem, são raramente

empregados na furação, ainda mais em furos de pequeno porte (abaixo de 10 mm),

sendo o aço-rápido ainda o material mais utilizado nestes casos (DINIZ et al., 2006).

Esta dificuldade em acompanhar a evolução tecnológica deve-se em parte as

condições desfavoráveis do processo de furação. Entre as principais características

que representam esta dificuldade pode-se citar: i) a variação da velocidade de corte

na ferramenta, atingindo o seu valor máximo na periferia e tendendo a zero para o

centro; ii) a dificuldade em expulsar os cavacos da região de corte; iii) a fragilidade

das pontas de corte, susceptíveis a avarias e desgaste; iv) atrito entre as guias,

parede do furo e o próprio cavaco (BORK, 1995).

No processo de furação outro fator importante a ser considerado é a relação

da profundidade do furo e o diâmetro da ferramenta, onde valores maiores do que

cinco vezes (L/D > 5) são denominados de processos de furação profunda (DINIZ et

al., 2006). A furação profunda é uma operação de usinagem complexa, na qual a

dificuldade em expulsar os cavacos da região de corte afeta o desgaste da

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

ferramenta e a qualidade dos furos, sendo esta função de arrastar os cavacos

relativa ao sistema de refrigeração. A geometria da ferramenta também contribui

para a eficiência desta operação que pode ser realizada utilizando-se brocas

helicoidais com ciclos intermitentes do avanço da ferramenta, movimento conhecido

como “pica-pau” para esvaziar os canais de saída de cavacos (CASTILLO, 2005).

2.5 FERRAMENTAS EMPREGADAS NA FURAÇÃO

Para a produção de furos empregam-se ferramentas de corte denominadas de

brocas que podem ser de diversos tipos, tais como: brocas chatas, brocas

helicoidais, brocas canhão (para furos profundos), brocas ocas para trepanação,

brocas com pastilhas intercambiáveis e brocas especiais (ferramentas integradas)

conforme as características do processo. As brocas helicoidais de aço-rápido são as

mais conhecidas, aplicadas em mais da metade das operações de furação

realizadas no Brasil (DINIZ et al., 2006; STEMMER, 2005).

2.5.1 Tipos de Brocas

Em função de uma série de características do processo tais como a dimensão,

o tipo de furo (cego ou passante), a relação entre o diâmetro e a profundidade do

furo (L/D), a qualidade do furo (tolerâncias dimensionais e geométricas e o

acabamento), a quantidade de furos a serem realizados e as características do

material a ser usinado entre outras se podem empregar diferentes tipos de brocas no

processo de furação (FERRARESI, 2006). Os tipos de brocas mais conhecidos são

(STEMMER, 2005):

• Broca chata: é a mais antiga, utilizada para furos pouco profundos, em

materiais frágeis e na furação de madeira por não suportar grandes esforços.

• Broca escalonada: utilizada para executar furos e rebaixos em uma única

operação. Indicada para a produção em escala para a execução de furos com dois

ou mais diâmetros podendo combinar operações como furação, alargamento ou

chanframento.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

• Broca com canais de refrigeração: é usada em produção contínua e em

alta velocidade, principalmente em furos profundos. O fluido de corte é injetado sob

alta pressão. No caso do ferro fundido, a refrigeração é feita por meio de injeção de

ar comprimido que também ajuda a expelir os cavacos.

• Broca de centro: usada para abrir um furo inicial que servirá como guia no

local do furo que será feito pela broca helicoidal. Além do furo, esta broca produz

simultaneamente chanfros que servem de superfície de referência na fixação entre

pontas.

• Broca canhão: empregada em furos profundos e apresenta como

característica específica o fato de possuir um único gume de corte. A principal

vantagem desta ferramenta é que a alimentação do fluido de corte é feita através da

sua haste oca e o transporte de cavaco ocorre pelo canal em forma de V, na

periferia da ferramenta evitando o entupimento.

• Broca oca de trepanação: este tipo de broca é utilizado para furos de

grandes diâmetros (acima de 120 mm) em operações onde a aplicação de outras

brocas resultaria em grande desperdício de material na forma de cavaco e um maior

tempo de usinagem. O uso deste tipo de broca é exclusivo para produção de furos

passantes, uma vez que a usinagem acontece na periferia do furo mantendo intacto

o material da parte central, que pode ser reaproveitado.

• Broca de pastilhas intercambiáveis: nesta ferramenta não há aresta

transversal devido ao posicionamento das pastilhas, uma na região central e outra

na extremidade. São empregadas na furação curta com diâmetros geralmente

maiores que 12 mm e apresentam um bom rendimento em termos de produtividade.

• Broca helicoidal: é a ferramenta mais empregada nas operações de

furação. As brocas helicoidais podem ser de aço-rápido com ou sem revestimento,

metal duro inteiriças ou com pastilhas intercambiáveis e são aplicáveis para a

produção de furos curtos com diâmetros pequenos e médios.

Considerando a sua importância e o fato de que esta dissertação restringiu-se

ao uso de brocas helicoidais para a furação de ferro fundido vermicular, somente as

características das brocas helicoidais serão detalhadas nos tópicos a seguir.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

2.5.2 Brocas Helicoidais

Sua forma construtiva é composta de uma haste cilíndrica e uma parte

cortante que pode ser afiada de maneiras distintas conforme o material a ser

usinado. Geralmente apresenta dois gumes principais ligados através da aresta

transversal, contudo podem ter três ou mais gumes cortantes, a fim de reduzir os

erros de posicionamento, melhorar o fluxo de cavacos e reduzir as forças de corte e

avanço (DINIZ et al, 2006).

As brocas são identificadas de acordo com o tipo de material da ferramenta, a

forma da haste, o número de canais, o sentido de corte, o comprimento, o diâmetro e

o tipo de afiação (STEMMER, 2005). Uma visão geral da broca é apresentada na

figura a seguir.

Figura 2.9 - Broca helicoidal (STEMMER, 2005).

2.5.3 Geometria da Broca Helicoidal

A geometria da broca helicoidal apresenta superfícies e arestas de corte como

a ferramenta de torneamento, contudo há dois gumes na parte ativa da ferramenta

constituída pelas suas cunhas de corte, formadas pela intersecção das superfícies

de saída e folga e pelo gume transversal que devido ao movimento de avanço se

torna uma parte integrante do gume principal. O ângulo de hélice da broca define o

ângulo de saída, que não é constante ao longo do gume principal, mas apresenta o

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

seu valor máximo na ponta de corte e diminui no sentido de centro desta, tornando-

se negativo na passagem para o gume transversal (CASTILLO, 2005).

A broca helicoidal, assim como qualquer ferramenta de corte, tem seu

desempenho afetado por sua geometria. A figura 2.10 mostra os principais ângulos

das brocas helicoidais.

Figura 2.10 - Ângulos de corte de uma broca helicoidal (STEMMER, 2005).

O ângulo de ponta (σ

σσ

σ) é formado pelos dois gumes principais, no plano que

contêm o eixo principal da broca. Tem influência na espessura do cavaco, para um

mesmo avanço, sendo que o emprego de um ângulo de ponta menor faz com que o

cavaco seja mais fino e mais largo. Para o caso de alguns materiais de baixa

usinabilidade, o cavaco mais grosso é mais vantajoso, pelo fato de fazer contato na

face, num ponto mais afastado do gume. Um grande ângulo de ponta permite,

usualmente, o aumento do avanço. Isto possibilita uma substancial redução no

tempo de usinagem. Com o aumento do ângulo de ponta a centragem da ferramenta

e o momento torsor tendem a diminuir (STEMMER, 2005).

Ângulo de incidência (α

αα

α) é gerado pelo rebaixamento do flanco principal.

Usualmente encontra-se entre 12 e 15 graus. O aumento do ângulo de incidência

evita o esmagamento de material pelo flanco da broca, reduzindo a força de avanço.

Por outro lado, reduz a resistência do gume (TEIXEIRA, 1995).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Ângulo de saída (γ

γγ

γ) é o ângulo da helicóide dos canais da broca. Classificam-se

três tipos de brocas quanto ao ângulo de hélice: Tipo N (materiais usuais como o

aço); tipo H (para materiais duros e frágeis); e tipo W (para materiais moles)

(STEMMER, 2005).

Ângulo do gume transversal (ϕ

ϕϕ

ϕ): é o menor ângulo formado entre os gumes

principais e o gume transversal. Este ângulo é determinado pelo ângulo de

incidência (STEMMER, 2005).

2.5.4 Afiação da Ponta da Broca

Este processo é realizado através de ferramentas abrasivas para a construção

e manutenção dos gumes de corte das brocas para que estas possam ser utilizadas

no processo de furação. A afiação é um dos fatores responsáveis pela qualidade dos

furos e uma geometria adequada de afiação reduz os esforços de corte no processo

de furação. O tipo de afiação de broca mais conhecido e aplicado é a afiação em

cone de revolução ou simplesmente afiação cônica. O princípio da afiação cônica

consiste em posicionar a ponta da broca em frente ao rebolo observando a formação

do ângulo de ponta. Nesta posição a broca gira em torno do seu eixo que está

deslocado para formar o ângulo de folga. Este tipo de afiação apresenta como

vantagem a facilidade de fabricação e o seu bom comportamento na furação da

maioria dos materiais usinados (DINIZ et al., 2006).

O desempenho das brocas helicoidais evoluiu de forma significativa com o

surgimento de novos procedimentos e afiações, tais como:

• Afinação da aresta transversal: identificada pela norma NBR-6176 da ABNT como

afiação especial (formato A) e tem o objetivo de reduzir o esforço axial na ferramenta

(força de avanço), através da redução da espessura do núcleo e por conseqüência a

redução da aresta transversal de corte (FERRARESI, 2006). Na figura 2.11 são

indicados os pontos onde ocorrem a afinação da aresta transversal em uma broca

helicoidal.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Figura 2.11 - Afinação da aresta transversal de corte (STEMMER, 2005).

Este tipo de afiação torna-se também necessário no processo de restauração

das arestas de corte conhecido como reafiação. Devido ao fato das brocas serem

projetadas com um aumento gradativo da espessura do núcleo da ponta até o final

da área de corte para reforçar a sua estrutura, as reafiações da broca geram em um

aumento do comprimento da aresta transversal. Além do aumento do esforço axial

na broca (ver figura 2.12) o aumento da espessura do núcleo resulta em erros

dimensionais e geométricos nos furos (SKF FERRAMENTAS, 2000).

O gráfico na figura 2.12 apresenta o comportamento do esforço axial em

função do aumento do diâmetro do núcleo. Nota-se que para as duas condições de

corte testadas (avanço de 0,26 e 0,37 mm/rot) o comportamento é o mesmo, o

aumento da espessura do núcleo gera um aumento do esforço axial na furação. O

efeito da afinação da aresta transversal no esforço axial pode ser observado no

gráfico. Uma broca de diâmetro de 15 milímetros atinge uma espessura de núcleo de

aproximadamente 2,8 milímetros. Nas condições de corte apresentadas a força axial

resultante seria de 5200 N. Uma redução da espessura do núcleo para 1,5

milímetros (valor recomendado pelo fabricante) resultaria em uma força axial de

poucos mais de 3000 N, uma redução de aproximadamente 40% no esforço axial.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

321

10000

5000

4000

3000

2000

Espessura do núcleo [mm]

Esforço Axial [N]

0,26 mm/rot

0,37 mm/rot

Avanço

Refrigeração: Emulsão

Velocidade de corte: 25 m/min

Profundidade: 40 mm

Furo: Ø 15 mm

Dureza: 540 N/mm

Material: aço SAE 1035

Broca helicoidal Ø 15 mm (HSS)

Figura 2.12 - Comportamento do esforço axial em função do diâmetro do núcleo da

broca (SKF FERRAMENTAS, 2000).

• Afiação cruzada: Nesta afiação é retificado um rebaixo nos flancos da broca

apresentando-se como uma segunda superfície de incidência que reduz ou mesmo

elimina a aresta transversal (ver figura 2.13). Representada na norma NBR-6176

como afiação especial (formato C) é aplicada em furos profundos e na usinagem de

materiais duros como o CGI. A força de avanço é significativamente reduzida e a

remoção parcial ou completa da aresta transversal tem como efeito a melhor

centralização da broca na furação (STEMMER, 2005).

• Afiação com ângulo de ponta duplo: Nesta ferramenta além do ângulo de ponta

principal, em geral com 118º, é afiado um segundo ângulo de ponta com 90º na

parte exterior da aresta principal de corte (ver figura 2.14). Recomenda-se que o

segundo ângulo de ponta (90º) tenha um comprimento de 1/3 da aresta principal de

corte. Este ângulo tem como objetivo aumentar o comprimento da aresta principal de

corte e reforçar as pontas da broca, região onde as velocidades de corte são

maiores. Este tipo de afiação possibilita o aumento da vida da ferramenta,

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

identificada na norma NBR-6176 como afiação especial (formato D) é aplicada na

usinagem do ferro fundido (STEMMER, 2005).

Figura 2.13 - Afiação cruzada da aresta transversal de corte (STEMMER, 2005).

Figura 2.14 - Afiação com ângulo de ponta duplo (STEMMER, 2005).

As combinações das duas últimas afiações (cruzada e com ângulo de ponta

duplo) estão presentes nas geometrias testadas neste estudo.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

• Afiação em S: Essa afiação apresenta a aresta transversal com ponta em espiral,

ou “spiral point drill” em forma de “S” e gera ângulos de saída menos negativos ao

longo da aresta de corte, quando comparada com a afiação cônica. Testes

realizados com a aresta transversal em forma de “S” mostraram uma redução de até

30% na força de avanço, a diminuição nos erros geométricos, a redução de rebarbas

na entrada e saída dos furos produzidos e uma menor geração de calor nas pontas

da broca, resultando em uma maior vida para a broca (SANTOS, 2002).

Para a furação de materiais de difícil usinagem, tais como o ferro fundido

vermicular, foram desenvolvidas novas geometrias que facilitam a remoção dos

cavacos da área de corte e reforçam as arestas e pontas da broca. Estas brocas

com novas geometrias possuem além da aresta transversal de corte afinada pela

afiação em cruz, pequenos chanfros nas extremidades das arestas de corte ou ainda

a ponta em forma de raio. Estas novas afiações para brocas ganharam impulso com

o desenvolvimento das máquinas de comando numérico, uma vez que estas

afiações exigem geometrias complexas com estreita tolerância geométrica e

dimensional (DINIZ et al., 2006).

2.5.5 Materiais para ferramentas de furação

O desenvolvimento de novos materiais para ferramentas de corte tem

acompanhado o aumento da velocidade de corte, das taxas de avanço e vida das

ferramentas, permitido assim aumentar a produtividade no processo de furação

(FERRARESI, 2006). Esta evolução pode ser observada na figura 2.15, contudo o

aço-rápido e o metal duro atualmente dominam o mercado e são os mais

importantes materiais na fabricação de brocas. Nota-se que a introdução de novos

materiais está ganhando força considerável no processo de furação, principalmente

devido às modernas máquinas CNC disponíveis hoje no mercado, que garantem

potência, rigidez e rotação ao processo de usinagem (DINIZ et al., 2006).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Figura 2.15 - Evolução do emprego de novos materiais para ferramentas de corte

(CIMM, 2008).

As principais propriedades que um material de ferramenta de corte deve

apresentar são listadas abaixo e dependendo da aplicação, uma ou mais

propriedades podem se destacar (DINIZ et al., 2006):

• Alta dureza a frio e a quente, para resistir aos mecanismos de desgaste e à

deformação:

• Tenacidade suficiente para evitar falha por fratura;

• Alta resistência ao desgaste, sendo esta propriedade intimamente ligada à dureza

a quente do material;

• Alta resistência a compressão e flexão;

• Alta resistência ao cisalhamento;

• Boas propriedades mecânicas e térmicas a temperaturas elevadas;

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

• Alta resistência ao choque térmico;

• Estabilidade química: inerte ao material da peça e possuir resistência à oxidação e

difusão em altas velocidades de corte.

No processo de furação a resistência ao desgaste (dureza a quente) e a

tenacidade são as principais características exigidas da ferramenta. Isso se deve ao

mecanismo de desgaste predominante (abrasão) e os esforços (compressão, torção

e flexão) submetidos à ferramenta durante o corte (KÖNIG e KLOCKE, 1997).

Na figura 2.16 pode-se verificar o comportamento de cada material em relação

a estas duas propriedades. As áreas representadas para estes dois materiais, o aço-

rápido e o metal duro, justificam serem eles os mais empregados no processo de

furação.

Figura 2.16 - Relação entre a tenacidade e a dureza entre os materiais aplicados

como ferramenta de corte (SANDVIK COROMANT, 2005).

A seguir apresentam-se as principais características do metal duro como

ferramenta de corte por ser este o material das brocas empregado na furação do

ferro fundido vermicular e objeto de estudo desta pesquisa.

PCD/CBN

Cerâmica

Cermet

CVD

PVD

Micro

grão

HSS

Metal duro

Tenacidade

Resistência ao desgaste

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Metal Duro

O metal duro é um produto da metalurgia do pó, composto de carbonetos

(tungstênio) associado a outro metal de baixo ponto de fusão como o cobalto, ferro

ou níquel, formando através da sinterização um corpo de alta resistência ao

desgaste e tenaz. (DINIZ et al., 2006). O metal duro é usado na forma de pastilhas

intercambiáveis, sob o corpo da ferramenta ou ainda na forma de bastões cilíndricos

inteiriços como é o caso de brocas de pequeno diâmetro. A figura 2.17 mostra a

estrutura do metal duro com o substrato de carboneto de tungstênio e a matriz

metálica de cobalto, além dos revestimentos aplicados na superfície da ferramenta.

Figura 2.17 - Microestrutura do metal duro (SANDVIK COROMANT, 2005).

A porosidade e a microestrutura do metal duro também são fatores que

influenciam na capacidade de corte sendo comum a aplicação de revestimentos para

melhorar o desempenho deste material.

Entre as características do metal duro destaca-se a capacidade de permitir

variar a dureza e a tenacidade da ferramenta em função da sua composição. A

figura 2.18 mostra esta variação da dureza em função da temperatura, mostrando

duas curvas para o metal duro com teores diferentes de cobalto e uma terceira

relativa ao aço-rápido como padrão de comparação. Na figura, à medida que a

Revestimento

de TiN

Carbonetos de

Tungstênio

Carbonetos:

TiC, TaC e NbC

Revestimento

de Al

Revestimento

de Carbonitreto

de Titânio

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

quantidade de cobalto diminui, aumenta a porcentagem de carbonetos e do mesmo

modo a dureza a quente aumenta (DINIZ et al., 2006).

Figura 2.18 - Influência da porcentagem de cobalto e da temperatura na dureza do

metal duro (DINIZ et al., 2006).

A norma ISO 513: 2004 classificou o metal duro em seis classes representadas

pelas letras: P, M, K, N, S e H conforme sua aplicação na usinagem e as

características de formação de cavaco. Dentro de cada classe há subdivisões

designadas por números de 1 a 50 que representam as propriedades de resistência

ao desgaste e tenacidade. Os números menores identificam as classes mais

resistentes ao desgaste enquanto os maiores as mais tenazes. A classe K, primeira

a ser desenvolvida, é indicada para a usinagem de materiais como o ferro fundido

cinzento, maleáveis e outros materiais de cavaco curto, tais como o ferro fundido

vermicular (DINIZ et al., 2006).

500

1000

1500

2000

0 250 500 750 1000

Temperatura [

Dureza Vickers [kgf/mm

]

6% Co

15% Co

Aço Rápido

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Além disto, outro aspecto importante sobre o metal duro é o tamanho dos grãos

de carboneto de tungstênio. Esta característica do metal tem efeito direto sobre a

tenacidade do material. Em princípio, quanto menor é o tamanho do grão, mais

tenaz é a ferramenta, fazendo possível a sua aplicação em condições de

instabilidade do processo. Atualmente os fornecedores de ferramentas em metal

duro identificam como uma tendência do mercado empregar tamanhos de grãos

cada vez menores (GUHRING, 2008).

O tamanho dos grãos no metal duro podem ser classificados em fino (0,8 a 1,3

µm), submicrométrico (0,5 a 0,8 µm), ultrafino (0,2 a 0,5 µm) e nanométrico (abaixo

de 0,2 µm). A redução do tamanho do grão resulta na melhoria das propriedades do

material, um aumento na dureza, resistência ao desgaste e na tenacidade da

ferramenta (DINIZ et al, 2006).

A figura 2.19 mostra a influência do tamanho do grão no desgaste da

ferramenta.

302520151050

1,00

0,75

0,50

0,25

0,00

Tempo de Corte [min]

Desgaste na Ponta da Ferramenta [mm]

1,0 micron

2,0 microns

3,5 microns

8,0 microns

Tamanho de grão 1 m

5%Co (1646 HV)

Tamanho de grão 2 m

5,5 %Co (1555 HV)

Tamanho de grão 3,5 m

6%Co (1496 HV)

Tamanho de grão 8 m

6%Co (1296 HV)

Figura 2.19 - Desgaste de flanco em ferramentas de metal duro com diferentes

tamanhos de grãos (TRENT e WRIGHT, 2000).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Este fato justifica o desenvolvimento de grãos cada vez mais finos como os

nanométricos (abaixo de 0,2 µm) para fabricação de ferramentas em metal duro.

2.5.6 Revestimentos Aplicados em Brocas

A tecnologia de revestimento das ferramentas de corte adquiriu fundamental

importância no processo de usinagem pela sua característica de aumentar a

produtividade pela melhoria das propriedades das ferramentas. Normalmente mais

duros que o material original da ferramenta, os revestimentos melhoram a

resistência ao desgaste, reduzem o atrito na superfície de saída do cavaco, servem

de isolante térmico e químico, aumentando a vida da ferramenta e reduzindo os

esforços de usinagem (BORK, 1995). Além destas vantagens, o uso de revestimento

nas ferramentas de corte possibilitou para alguns processos de fabricação, tais como

o torneamento e o fresamento, a usinagem sem o uso de lubri-refrigerantes, contudo

no processo de furação os fluidos lubri-refrigerantes têm outras funções que não

podem ser obtidas somente com a aplicação de revestimentos na superfície da

ferramenta (DINIZ et al, 2006).

O processo de revestimento da ferramenta pode ser realizado pelo processo de

deposição química (CVD) ou através da deposição física (PVD). A diferença entre os

processos está no mecanismo de geração e transporte do vapor (material de

revestimento) e na forma que este vapor é depositado sobre o substrato (BERG et

al, 2002). Em brocas o método de PVD é o mais empregado devido a vantagem de

realizar a aplicação de uma nova camada após a reafiação várias vezes sem alterar

as dimensões e o formato da ferramenta (DINIZ et al, 2006).

Atualmente, os tipos de revestimentos mais usados no processo de furação

são: TiC, TiN, TiCN e o TiAlN. Cada um destes apresentam características próprias

como cor, dureza, espessura, aplicabilidade e desempenho (BERG et al, 2002). As

principais características de cada um deles são:

Carboneto de Titânio (TiC): Apresenta baixo coeficiente de dilatação térmica e

atrito, que levam a uma redução da temperatura no gume da ferramenta, reduzindo,

assim, a ocorrência de difusão. Quando comparado com o TiN, sua dureza é mais

elevada, o que ocasiona maior resistência a abrasão (KÖNIG e KLOCKE, 1997).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Nitreto de Titânio (TiN): Possui uma ligação interna maior que o TiC em função da

sua estabilidade química, tendo menor tendência à difusão na usinagem de aços

(STEMMER, 2001; KÖNIG e KLOCKE, 1997; DINIZ et al., 2006).

Carbonitreto de Titânio (TiCN): Apresenta boa resistência ao desgaste de flanco

do TiC e estabilidade química do TiN, resistindo contra o desgaste de cratera e o de

oxidação. É muito utilizado na usinagem dos ferros fundidos (BALZERS, 2008).

Nitreto de Titânio-alumínio (TiAlN): É um processo no qual, durante a deposição,

alguns átomos de Ti são substituídos por átomos de Al. Isto proporciona uma maior

resistência ao desgaste, oxidação e estabilidade química, dependendo da sua

aplicação. Possui uma elevada resistência à oxidação que pode ser atribuída à

formação de uma camada externa de óxido de alumínio e uma camada interna de

óxido de titânio formada na interface entre o revestimento e o substrato. Estas

características tornam esse revestimento o mais indicado para a furação de ferro

fundido vermicular sendo este o revestimento aplicado no processo de fabricação de

blocos de motores da Tupy S.A e nas ferramentas empregadas neste estudo

(ANDRADE, 2005).

2.6 FORMAÇÃO DE CAVACO NA FURAÇÃO

Diniz et al. (2006) destacam que uma das principais dificuldades encontradas

no processo de furação é a extração dos cavacos de dentro do furo. Se os cavacos

não forem forçados a sair do interior do furo, eles podem causar o entupimento do

mesmo, aumentando o momento torsor e por conseqüência a quebra da ferramenta.

O que resulta em perdas relacionadas a ferramenta, geralmente inutilizada pela

quebra, o retrabalho para retirar a ferramenta do furo e em muitas vezes a rejeição

da peça.

As características do material a ser usinado, tais como a estrutura e a

ductilidade, são decisivas na formação do cavaco, assim como a geometria da

ferramenta e as condições de corte. Os cavacos podem ser identificados pelo tipo

(contínuo, cisalhado e arrancado) e pelo formato (em fita, helicoidal, em formato de

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

vírgula e lascas ou pedaços) sendo os cavacos helicoidais ou em lascas os que mais

facilmente podem ser removidos dos furos (BORK, 1995 e DINIZ et al., 2006).

A remoção do cavaco pode ser ainda auxiliada pela utilização de um ciclo

intermitente de furação onde a interrupção do avanço da ferramenta e a sua retirada

de dentro do furo expulsam os cavacos e limpam os canais da broca, contudo esta

pratica gera um aumento nos tempos de usinagem. Além desta, outra alternativa

aplicada para remoção dos cavacos é a injeção de fluido de corte sob pressão

através de canais na broca diretamente no fundo furo (STEMMER, 2005 e DINIZ et

al., 2006).

Na usinagem do ferro fundido o cavaco é arrancado, característica comum em

materiais frágeis ou de estrutura heterogênea, nos quais fragmentos da peça são

arrancados em formato de lascas ou pedaços. O cisalhamento se dá em relação à

grafita, que possua a menor resistência mecânica e pela descontinuidade na matriz.

Logo a formação de cavacos nos ferros fundidos é diretamente afetada pelas

características da grafita e pelo mecanismo de propagação de trincas no material.

A figura 2.20 ilustra o mecanismo de formação de cavacos em ferros fundidos

cinzentos e nodulares.

Figura 2.20 - Etapas de formação do cavaco no ferro fundido (COHEN et al.,

2000).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Durante a usinagem, a ferramenta comprime o material abaixo do flanco

criando uma fratura que se propaga à frente do gume (a). Com o movimento de corte

da ferramenta o fragmento de material se separa da peça (b). Como o cavaco foi

arrancado a frente da ferramenta, a mesma move-se livre sem contato com a peça

até encontrar a superfície da peça (c). O ciclo tem início novamente, criando uma

nova fratura no material, deixando para trás pequenas crateras na superfície, o que

contribui para o aumento da rugosidade (d). Nos ferros fundidos nodulares a maior

deformação plástica e menor propagação de trincas deste material torna o cavaco

mais contínuo (COHEN et al., 2000). O ferro fundido vermicular por possuir

propriedades entre o nodular e o cinzento apresenta uma formação intermediária de

cavacos (REUTER et al., 2001).

2.7 FORÇAS DE CORTE NA FURAÇÃO

A medição dos esforços de corte presentes nos processos de usinagem são de

grande importância na avaliação das condições de corte e no desenvolvimento de

máquinas-ferramentas. Além disso, permitem também um melhor entendimento dos

fenômenos de formação de cavaco e dos mecanismos de desgaste envolvidos no

processo de usinagem (KÖNIG e KLOCKE, 1997; FERRARESI, 2006 e DINIZ et al.,

2006).

No processo de usinagem as forças de corte são influenciadas por uma série

de fatores tais como, a resistência do material da peça, a geometria de corte e o uso

de revestimentos na superfície da ferramenta, os parâmetros de corte empregados,

o tipo e pressão do fluido de corte e as condições de corte da ferramenta (KÖNIG e

KLOCKE, 1997).

As forças que atuam sobre uma broca helicoidal durante o corte geram

esforços de torção (devido à rotação da broca) e esforços de compressão (devido ao

avanço da broca). Assim, pode-se estimar os esforços de corte no processo de

furação, através do momento torsor e a força de avanço (FERRARESI, 2006).

Na Tabela 2.4 Diniz et al. (2006) mostram que para o estudo das forças deve-

se considerar as forças aplicadas nas arestas principais de corte, na aresta

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

transversal e o atrito gerado nas guias e parede do furo. Os valores apresentados

mostram a parcela que cada elemento contribui no momento torsor e na força de

avanço.

Percebe-se pela tabela apresentada a influência da aresta transversal de

corte no valor da força de avanço. Fatores já citados no capitulo 2.4 como a baixa

velocidade de corte e ângulo de saída e de folga negativos na região central da

broca são responsáveis pelo esmagamento do cavaco nesta região e o encruamento

do fundo do furo (DINIZ et al., 2006). Para evitar estes problemas, é comum reduzir

o comprimento da aresta transversal através de afiações especiais (ver item 2.4.5)

ou ainda realizando um pré-furo. É importante notar que, quando as arestas

principais da broca não estão igualmente afiadas, o esforço de corte de uma aresta

é diferente do esforço da outra aresta, podendo causar flexão da ferramenta

(FERRARESI, 2006; WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).

As forças de usinagem, que atuam na aresta principal de corte durante a

furação com brocas helicoidais, podem ser dividida em três componentes: força de

corte (F

), força de avanço (F

) e força passiva (F

). A figura 2.21 mostra estas forças

(TEIXEIRA, 1995; STEMMER, 2005 e WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).

Tabela 2.4 -

Participação do momento torsor e força de avanço no processo de

furação (DINIZ et al., 2006).

ESFORÇOS Arestas Principais Aresta Transversal Atrito

Momento Torsor 77 a 90% 3 a 10% 3 a 13%

Força de avanço 39 a 59% 40 a 58% 2 a 5%

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

Figura 2.21 - Forças atuantes nas arestas principais de corte

(STEMMER, 2005).

A força de corte (F

) está relacionada diretamente a resistência do material

usinado ao corte. Esta força não é medida diretamente sendo esta calculada a partir

do momento torsor da broca na furação. O atrito das guias da broca e dos cavacos

na parede do furo, também contribuem para o aumento do momento torsor. Esta

contribuição é função da qualidade da afiação e do fluido de corte utilizado

(WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).

A força de avanço (F

) é decorrente da atuação da aresta transversal de corte e

da resistência ao corte (penetração do material usinado). Esta força também recebe

pequenas contribuições do atrito do cavaco nos canais da broca (SANDVIK

COROMANT, 2005 e TEIXEIRA, 1995).

A força passiva (F

) atuante em uma aresta principal tem o sentido oposto à

força passiva atuante na outra. Presumindo-se que a geometria da ponta da broca

tenha sido corretamente construída, a resultante é nula (TEIXEIRA, 1995).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

2.8 MECANISMOS DE DESGASTE

Os mecanismos de desgaste da ferramenta constituem um importante estudo

no desenvolvimento de novas tecnologias. Estes representam uma forma de

aumentar a vida da ferramenta a medida em que se entende melhor o processo para

otimizá-lo. Define-se o desgaste em ferramentas de corte como uma perda gradual

de material do corpo pela ação de contato físico da ferramenta com a peça e o

próprio cavaco em um meio seco ou úmido, onde vários são os fenômenos

causadores do desgaste (KÖNIG e KLOCKE, 1997).

Entre os principais agentes causadores do desgaste em ferramentas de corte

podem-se citar a abrasão mecânica, a adesão, a difusão e a formação de óxidos. A

figura 2.22 mostra os principais mecanismos de desgaste em função da temperatura

de corte no processo de usinagem.

Figura 2.22 - Principais mecanismos de desgaste no processo de usinagem

(KÖNIG e KLOCKE, 1997).

Pode-se observar na figura 2.22 o comportamento e a alternância entre os

mecanismos de desgaste predominantes a medida que a temperatura de corte

aumenta. Neste sistema tribológico fatores tais como o material da ferramenta e da

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

peça, as condições de corte, a geometria da ferramenta e o meio lubri-refrigerante

afetam a temperatura e a pressão na região de corte fazendo com que alguns

mecanismos prevaleçam sobre os outros (KÖNIG e KLOCKE, 1997).

a) Abrasão

A abrasão é uma das principais causas de desgaste de ferramentas, tanto o

desgaste frontal quanto o de cratera podem ser gerados por abrasão. O desgaste

gerado pela abrasão é intensificado pela presença de partículas duras no material

da peça e pela temperatura de corte que reduz a dureza da ferramenta. Assim

quanto maior a dureza a quente da ferramenta, maior sua resistência ao material

abrasivo. Às vezes, partículas duras arrancadas de outras regiões da ferramenta por

aderência ou mesmo por abrasão e arrastadas pelo movimento da peça, causam o

desgaste abrasivo em uma área adjacente da ferramenta (DINIZ et al., 2006).

b) Adesão

O fenômeno da adesão ocorre geralmente em baixas velocidades e

temperaturas de corte, condições ideais para formação de aresta postiça, mas pode-

se ter desgaste por adesão mesmo sem a formação da mesma. Nas superfícies de

contato da ferramenta, o corte interrompido, a profundidade de usinagem irregular

ou a falta de rigidez promovem fluxos irregulares de cavaco, causando micro-

caldeamentos do cavaco à superfície de saída da ferramenta. O material, devido à

solicitação intermitente, sofre a fadiga removendo parte da superfície de contato da

ferramenta (TRENT e WRIGHT, 2000). Os autores explicam que o fator mais

significativo para ocorrência deste mecanismo de desgaste em ferramentas de metal

duro é o tamanho de grão.

c) Difusão

A difusão consiste na transferência de átomos de um material para o outro, o

que causa variações nas propriedades na camada superficial da ferramenta. Estas

reações químicas provocam a formação de compostos químicos menos resistentes à

abrasão. Para que ocorra o desgaste por difusão são necessários três fatores

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

combinados: elevadas temperaturas na região de contato, afinidade química entre a

ferramenta e o material da peça e o tempo de contato (KÖNIG e KLOCKE, 1997).

A difusão é responsável pelo desgaste de cratera em altas velocidades de

corte, pois na superfície de saída da ferramenta é que se tem a condição necessária

para a difusão dos materiais, isto é, alta temperatura (devido a altas velocidades e a

zona de aderência) e tempo de contato cavaco-ferramenta (DINIZ et al., 2006).

d) Oxidação

A oxidação ocorre na maioria dos metais em temperaturas elevadas na

presença de ar e água. O desgaste gerado pela oxidação se forma nas áreas

adjacentes de contato cavaco-ferramenta ou zona de escorregamento em forma de

pequenas bolhas de óxido. No metal duro ocorre a formação de óxido de tungstênio,

cobalto e ferro que levam ao lascamento da aresta de corte. A adição de carbonetos

de titânio, tântalo e vanádio reduzem a oxidação do metal duro (TRENT e WRIGHT,

2000).

2.8.1 Mecanismos de desgaste de ferramentas na usinagem de ferros

fundidos vermiculares

Diferenças significativas entre os ferros fundidos vermicular e cinzento podem

ser explicadas pelos mecanismos de desgaste. O ferro fundido vermicular é

aproximadamente 15% mais abrasivo que o cinzento. Esta constatação explica a

redução de vida das ferramentas ao usinar a baixas velocidades, porém em altas

velocidades de corte os mecanismos de difusão e oxidação são predominantes

(REUTER et al., 2001).

Esta característica também foi relatada por Andrade (2005) que comparando o

desempenho dos revestimentos aplicados a brocas na furação de ferro fundido

vermicular relata a predominância do mecanismo de desgaste por adesão a

velocidades de corte de 80 m/min e a ocorrência de difusão e oxidação a 150 m/min.

Em testes de usinabilidade a elevadas velocidades de corte comparando o

desempenho do ferro fundido vermicular com o cinzento foram observadas a

formação de óxido de titânio e microtrincas próximas aos pontos de oxidação.

Analisando a superfície da ferramenta notou-se a ausência da formação da camada

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

protetora de sulfetos de manganês (MnS) comum na usinagem do ferro fundido

cinzento. Para o CGI, apenas uma deposição de Mn foi observada, na face da

ferramenta, porém em uma região mais afastada do gume (REUTER et al., 2001).

Esta camada de MnS formada em altas velocidades (figura 2.23) reduz o

atrito e atua como uma barreira para os fenômenos de oxidação e difusão que

ocorrem principalmente em altas temperaturas. Estudos realizados com outros ferros

fundidos, tais como o ferro fundido cinzento e o maleável comprovam a melhora da

usinabilidade do material com o surgimento desta camada (BOEHS, 1979; KÖNIG e

KLOCKE, 1997).

Figura 2.23 - (a) Formação de camada protetora de MnS sobre inserto de PCBN

ao usinar ferro fundido cinzento; (b) ausência de camada protetora ao usinar CGI

(Vc = 800 m/min) (REUTER et al., 2001).

As características do corte, contínuo ou intermitente, é outro fator de

influência significativa nos desgastes por oxidação e difusão. Nos processos que

apresentam corte contínuo (torneamento, mandrilamento, entre outros) a ferramenta

permanece mais tempo em contato com o material que está sendo usinado, criando

as condições necessárias para a ação destes tipos de mecanismos de desgaste.

Nos processos de corte intermitente, como o fresamento, a abrasão e a adesão são

mais predominantes (DAWSON, 1999).

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

2.9 FORMAS DE DESGASTE E AVARIAS EM BROCAS

Na furação, a variação de velocidade de corte e a dificuldade em expulsar os

cavacos da região de corte caracterizam geralmente como principal mecanismo de

desgaste a abrasão mecânica. Contudo como relatado anteriormente, na furação do

ferro fundido vermicular estão presentes outros mecanismos de desgaste, tais como

a adesão, a difusão e a oxidação (ANDRADE, 2005). Este três últimos são difíceis

de identificar e medir no processo de furação. A medição do desgaste por abrasão é

utilizada como um dos critérios para determinar o final da vida de uma ferramenta

devido ao comportamento gradual do desgaste. Conforme mostrado na figura 2.24,

o desgaste da ferramenta no processo de furação ocorre em diversas áreas como os

flancos, as superfícies de saída do cavaco, aresta transversal, nas pontas e guias

laterais da broca. Conforme a região onde ocorre, identifica-se cinco tipos diferentes

de desgaste (BORK, 1995).

Figura 2.24 - Tipos de desgaste por abrasão em uma broca (BORK, 1995).

Uma das regiões mais críticas na broca é a aresta transversal que é onde

ocorre o primeiro contato ferramenta/peça. Os esforços de compressão gerados pelo

movimento de avanço associados a redução da velocidade de corte nesse ponto da

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

ferramenta resultam em um desgaste progressivo pelo esmagamento do material

podendo causar lascamentos e conseqüente destruição da aresta transversal

(CASTILLO, 2005).

As pontas da broca, onde se encontram a aresta principal de corte com a

secundária é considerada outra região crítica. Nesta região, o desgaste ocorre com

maior intensidade devido as solicitações térmicas relacionadas à maior velocidade

de corte neste ponto da ferramenta e ao calor gerado pelo atrito dos cavacos e nas

guias da ferramenta contra a parede do furo (SCHROETER et al., 1999).

De Castro (2001) explica que o desgaste de guia pode aumentar o calor gerado

devido a um maior atrito entre peça e ferramenta. Isto leva à dilatação térmica e a

um crescimento radial da broca gerando o efeito de Stick-slip, ou seja, a guia adere

e escorrega na parede do furo constantemente. Este fenômeno causa vibrações e

trepidações no processo de corte podendo levar à quebra catastrófica da

ferramenta.

O desgaste de cratera ocorre na superfície de saída da broca devido ao atrito

gerado pela passagem do cavaco. A cratera é formada pela ação abrasiva dos

cavacos (partículas duras) combinada as solicitações térmicas provocadas pelo calor

gerado pelo atrito na superfície de saída e a difusão entre cavaco e ferramenta. O

desgaste de cratera, assim como o desgaste de flanco, é uma das formas mais

freqüentes de desgaste e comumente utilizada como critério de fim de vida de uma

ferramenta (TEIXEIRA, 1995).

O desgaste de flanco ocorre na superfície de incidência devido ao atrito das

arestas de corte da broca contra a superfície da peça. Considerado o desgaste mais

comum em todos os processo de usinagem é empregado no monitoramento das

operações de usinagem para as condições de corte da ferramenta. O desgaste de

flanco (ver figura 2.25) é representado por uma faixa de desgaste nos flancos da

broca (superfícies de incidência) ao longo da aresta principal de corte com largura

variável, geralmente mais larga na ponta de corte (VB

bmáx

). O desgaste de flanco

bmáx

é normalmente empregado para comparar o desempenho da ferramenta em

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

diferentes condições de trabalho, sendo que normalmente a equação 2.1 estabelece

um valor para determinar o final da vida da broca (BORK, 1995).

bmáx

= 0,1 x D

Eq. 2.1

Onde: VB

bmáx

= Desgaste de flanco [mm];

D = Diâmetro da broca [mm].

O aumento do desgaste de flanco resulta em aumento dos esforços de corte,

piora a qualidade da superfície do furo e aumenta os erros dimensionais e

geométricos dos furos.

Figura 2.25 - Desgaste de flanco em brocas helicoidais (SCHROETER et al., 1999).

2.10 ESTADO DA ARTE NA USINAGEM DO FERRO FUNDIDO VERMICULAR

As recentes pesquisas têm demonstrado um significativo avanço relacionado

aos resultados obtidos na usinagem do ferro fundido vermicular, especialmente no

que se refere ao entendimento dos fatores que o diferenciam da usinabilidade do

ferro fundido cinzento, bem como dos mecanismos de desgaste das ferramentas. A

cada contribuição nota-se a importância de aprofundar os estudos para tornar viável

a produção de blocos e cabeçotes de motores em ferro fundido vermicular.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica

As parcerias entre as empresas e as universidades tem se mostrado um

modelo promissor de desenvolvimento tecnológico e econômico para o país,

demonstrando a preocupação com responsabilidade social e consciência ecológica

para os sistemas produtivos. No caso do ferro fundido vermicular pode-se listar

alguns trabalhos recentemente desenvolvidos e que demonstram a importância da

pesquisa no cenário nacional. Em 2002, Mocellin comparou a usinabilidade do ferro

fundido vermicular com o cinzento e através de ensaios de furação conseguiu

selecionar uma liga que atendesse os requisitos de projeto para o material e fosse

viável para fabricação de blocos de motores. Xavier (2003) comparou o desempenho

de ferramentas de metal duro, cerâmica e CBN no processo de torneamento.

Andrade (2005) estudando os revestimento aplicados a ferramenta melhorou a

usinabilidade e reduziu os gastos com brocas em 25% na linha de produção.

Godinho (2006) comparou o desempenho de diferentes concepções de ferramentas

no processo de mandrilamento de blocos de motores. Dore (2007) estudou a

influência da nodularidade na usinabilidade do ferro fundido vermicular e Bossardi

(2008) comparou diferentes fluidos lubri-refrigerantes aplicados na usinagem de

blocos de motores para reduzir os problemas com o uso destes produtos (BOEHS,

2007).

Além destes há diversos trabalhos de pesquisa ainda em andamento,

mostrando que a usinagem do ferro fundido vermicular é, portanto, um compromisso

das empresas e universidades com o desenvolvimento social, econômico e

ecológico da humanidade.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

3 METODOLOGIA, MATERIAIS E EQUIPAMENTOS.

3.1 METODOLOGIA DO ESTUDO

A metodologia proposta neste projeto de pesquisa é adaptada da norma ISO

3685 para ensaios sistemáticos e normalmente empregada para avaliação da

usinabilidade em processos de furação (MOCELLIN, 2002 e ANDRADE, 2005) e da

norma para avaliação de fluidos refrigerantes no processo de furação (NORDTEST,

2008). O principal objetivo desta dissertação é avaliar a influência da geometria de

afiação em brocas helicoidais na furação de blocos motores de ferro fundido

vermicular em condições semelhantes a aplicada no processo de fabricação. Foram

testadas três geometrias de afiação de brocas recomendadas por fornecedores de

ferramentas para o processo de furação em ferro fundido vermicular. Uma das

geometrias é atualmente aplicada no processo de usinagem do CGI na Tupy S.A e

as outras duas desenvolvidas para este tipo de solicitação. Foram empregados

como critérios para comparação as características de saída do processo comuns na

avaliação da usinabilidade do material, tais como a vida da ferramenta, a formação

do cavaco, as forças de corte e de avanço, as vibrações do sistema, a emissão

acústica e a qualidade dos furos.

Para que resultados fossem validados estatisticamente, apresentaram-se os

valores médios dos parâmetros de saída no processo de furação (MONTGOMERY e

RUNGER, 2003). A metodologia adotada nesta pesquisa para testes estatísticos de

hipóteses foi a análise de variância, proposta por Montgomery e Runger (2003) para

investigar o efeito de determinadas variáveis no processo.

Tratando-se de um processo caro e complexo com diversos fatores, nem todos

sob controle, para uma melhor análise comparativa dos resultados justifica-se a

redução do número de variáveis envolvidas no processo. Esta redução foi realizada

através de uma pesquisa de campo junto a fornecedores de ferramentas, das

condições de trabalho na linha de produção da empresa, Tupy S.A que usina o bloco

do motor Ford Lion V8, produzido em ferro fundido vermicular e dos resultados do

ensaio preliminar. Como sistemática de estudo, estabeleceram-se dois fatores de

estudo, a geometria de afiação da ferramenta e a velocidade de corte. A geometria

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

de afiação foi sugerida devido a oportunidade de testar novas geometrias

desenvolvidas exclusivamente para o ferro fundido (GUHRING, 2008). Já o outro, a

velocidade de corte, foi escolhida por ser apontado como fator de maior influência na

vida da ferramenta, além de ter relação com outras características do processo

como a temperatura, qualidade da superfície, entre outras (DINIZ et al., 2006). Os

outros fatores tais como a taxa de avanço, o material de revestimento da broca, o

uso de fluído de corte, a profundidade de furação e a forma de incremento da

profundidade de furação foram mantidos com valores constantes. Assim definiu-se

junto ao fornecedor de ferramentas, três tipos de afiações e três velocidades de

corte para determinar a curva da vida das ferramentas.

O experimento com dois fatores e três níveis resultou em nove ensaios. Para

avaliar a repetibilidade do sistema realizaram-se duas réplicas onde foram

analisadas as variâncias para um nível de significância de 95%. O roteiro para a

definição dos procedimentos adotados para o ensaio pode ser observado na

representação gráfica da figura 3.1.

Figura 3.1 - Representação gráfica dos procedimentos para o ensaio.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Para identificar os intervalos de medição no processo foi realizado um ensaio

preliminar de furação. Como critério para determinar o final da vida da ferramenta foi

estabelecido, a princípio, o valor do desgaste máximo do flanco (VB

bmáx

) de 0,6 mm

e desgaste médio (VB

) de 0,3 mm, sendo o primeiro o principal parâmetro de

referência para comparação da vida da ferramenta no processo de furação (BORK,

1995). Os demais desgastes como o das guias, da aresta transversal e de cratera

foram apenas observados para registro. O ensaio preliminar ajudou a definir o valor

máximo e o mecanismo de desgaste predominante para as condições de usinagem.

Além dos intervalos entre as medições de desgastes. Foram também realizadas as

medições da corrente nos servos-motores do eixo Z e do eixo árvore da máquina.

Regularam-se os sensores para coleta das vibrações do sistema e da emissão

acústica. Também foram registradas a qualidade dos furos (dimensional e

geométrico) e as características de formação do cavaco, entretanto estes fatores

foram monitorados apenas para melhor caracterizar o processo. A utilização de

fluído de corte, apesar de não ser o objeto principal de estudo neste ensaio,

mostrou-se necessária para reduzir o problema de expulsão dos cavacos relatados

em outros testes de usinagem no ferro fundido vermicular (DAWSON e

WÜRTEMBERG, 1994; REUTER et al., 2001; DAWSON, 1999; GUESSER, 2002;

MOCELLIN, 2002).

3.2 O CORPO DE PROVA

A empresa Tupy S.A forneceu o material para os corpos de prova empregados

no ensaio. A geometria dos corpos de prova foi definida em função da maior parede

encontrada no bloco do motor, pois a velocidade de resfriamento afeta a

microestrutura ao longo da secção do material devido ao gradiente de resfriamento,

criando áreas de tensões na estrutura do material transversal (GUESSER, 2002).

Além disso, levou-se em consideração a facilidade e qualidade de fixação e a

maximização do comprimento de furação. Os corpos de prova foram projetados para

duas condições. Uma placa maior de 250x40x400 milímetros conforme mostra a

figura 3.2 para os ensaios de vida da ferramenta e outra placa menor empregada

para avaliação dos erros geométricos e a integridade da superfície dos furos. O

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

formato e dimensões do primeiro corpo de prova são os mesmos já aplicados em

outros estudos sobre furação (MOCELLIN, 2002 e ANDRADE, 2005).

Figura 3.2 - Formato e dimensões do corpo de prova para ensaio de vida.

O layout do corpo de prova para ensaio de vida das ferramentas permitiu a

realização de 880 furos com um diâmetro de 6 milímetros distantes entre os centros

9 mm, ou seja, uma vez e meia o diâmetro de furação (ANDRADE, 2005). As placas

foram fundidas em moldes permanentes (coquilha) com vazamento por gravidade

sendo estas identificadas conforme o lote e a data de fabricação. As placas, todas

pertencentes ao mesmo lote, foram fresadas na face superior, retirando-se 2mm de

sobremetal a fim de tornar plana a superfície de contato da broca e eliminar a

camada mais externa, a qual poderia interferir na vida da ferramenta de corte, por se

tratar de camada de maior dureza. Os furos usinados foram cegos (não-passantes)

com uma profundidade de furação de 30mm, o que representa uma relação L/D de

cinco vezes o diâmetro. A profundidade de furação foi considerada sem o

comprimento da ponta da broca.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

O segundo corpo de prova de dimensões 100x40x100mm foi dimensionado em

função da limitação do equipamento para medição de circularidade.

3.2.1 Propriedades mecânicas e composição do ferro fundido vermicular

Para caracterizar o material foram realizadas análises químicas e

metalográficas no laboratório da SOCIESC. Para a realização da análise foram

retiradas amostras dos corpos de prova. As amostras foram submetidas a um

polimento e, através de fotos, foram avaliados os tipos de grafita e a percentagem de

grafita nodular e vermicular. Estas mesmas amostras foram submetidas a ataque de

nital 2% para a quantificação da percentagem de perlita.

As imagens foram obtidas com uma câmara digital acoplada a um microscópio

óptico modelo Optiphot, marca Nikon, com aumento máximo de 1.000x. As imagens

adquiridas foram analisadas com o software Image-pro Plus versão 5.1, produzido

pela empresa Media Cybernetics. Os resultados das análises de imagens são

apresentados na Tabela 3.1.

Tabela 3.1 - Caracterização da microestrutura do ferro fundido vermicular.

Amostras

Perlita Ferrita N

Grafitas

Nódulos

Grafitas Vermiculares

1 59% 41% 435 18 417

2 75% 25% 316 30 286

3 77% 23% 368 27 341

4 64% 36% 376 32 344

5 76% 24% 357 35 322

6 76% 24% 384 26 358

7 51% 49% 430 20 410

8 59% 41% 354 17 337

Média 67% 33% 378 26 352

Desvio

padrão

0,10 0,10 39,55 6,70 43,57

Os valores representam a média de 8 imagens a meio raio obtidas pelo

microscópio óptico com aumento de 100x. A área ocular foi de 129 mm

e a área

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

média ocupada pelas grafitas nodulares foi de 9 mm

indicando assim o grau de

nodularização de 7% para as amostras do ferro fundido vermicular.

As figuras 3.3 (a) e (b) mostram as micrografias do ferro fundido vermicular sem e

com ataque de nital 2%, respectivamente. A estrutura apresenta uma característica

intermediária entre o ferro fundido cinzento e o nodular. Nota-se a formação de

alguns nódulos, contudo, a maior parte é formada por grafitas alongadas em forma

de bastonetes. A perlita apresenta-se com lamelas mais largas e espessas,

tendendo a ter uma pior usinabilidade (MOCELLIN, 2002; DAWSON, 1999).

(a) (b)

Figura 3.3 - Micrografia do ferro fundido vermicular: a) sem ataque de nital 2%

100x e b) com ataque de nital 2% 100x.

A análise química do material foi fornecida pelo fabricante dos blocos de

motores em CGI, a empresa Tupy S.A, sediada em Joinville, Santa Catarina. Os

resultados da análise química são apresentados na tabela 3.2.

Tabela 3.2 - Composição química para nodularidade de 7% .

Estrutura da Matriz C Si Ce Mn S Mg P Cu Sn

67% Perlita 3,6 2,1 4,4 0,2 0,005

0,006

0,04 0,3 0,03

Outra característica encontrada na micrografia foi a formação de steadita (ver

figura 3.4), um constituinte duro, formado pela presença de fósforo no ferro fundido.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Figura 3.4 - Micrografia do ferro fundido vermicular com ataque de nital 2% 1000x.

Na figura 3.4 nota-se a formação de steadita. O fósforo por apresentar um

ponto de fusão mais baixo que o ferro solidificou primeiro no contorno da célula

eutética. Além da formação de steadita notou-se também a presença de micro-

rechupes na amostra.

Para verificar a variação na dureza do corpo de prova foi realizada uma

medição da dureza sobre a face usinada da placa em sete pontos conforme a figura

3.5. O objetivo deste teste foi verificar se havia variação da dureza ao longo do

material devido a velocidade de resfriamento. Tomou-se como referência o ponto

central da placa (ponto 0) e afastaram-se os pontos de medição mantendo um

intervalo de 40 mm entre eles avançando em direção das laterais da placa.

Steadita

Micro-rechupes

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Figura 3.5 - Distribuição dos pontos de medição de dureza.

Na região de cada ponto da amostra, e para cada uma das amostras

analisadas, foi medida a dureza Brinell, com um durômetro universal da marca

Wolpert. As indentações foram feitas com esfera de 10 mm de diâmetro, carga de

300 Kg e tempo de permanência de 20s. As medições foram realizadas através de

uma lupa, com a menor divisão de escala de 0,05 mm. Para o cálculo da dureza

mediu-se a marca da impressão da esfera na superfície e através de uma tabela foi

convertido o valor do diâmetro de impressão na dureza Brinell.

A medição de dureza foi realizada em uma amostra do lote de placas, cinco

peças, escolhidas de forma aleatória e avaliada a variação dos resultados tanto na

placa quanto no lote designado para ensaio. Os valores da dureza são apresentados

na tabela 3.3.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Tabela 3.3 - Variação da dureza Brinell nos corpos de prova de CGI, obtida com

carga de 300 Kg e tempo de permanência de 20 s.

Pontos de Medição de Dureza [Brinell]

Núcleo

Longitudinal Transversal

Amostras

0 1 2 1 2 1 2 1 2

Média

Desvio

Padrão

1 163 167 167 163 167 170 165 167 193 169,1 9,2

2 179 182 179 170 179 182 179 170 182 178,0 4,7

3 170 179 179 182 170 170 179 182 179 176,7 5,1

4 179 182 179 170 179 170 170 165 170 173,8 5,9

5 167 170 180 167 195 175 179 182 189 178,2 9,6

Dureza Média 175,2 7,7

A figura 3.6 apresenta o comportamento da dureza em função da posição

geográfica do ponto de medição no corpo de prova para dois sentidos de medição, o

longitudinal e o transversal.

100806040200

200

190

180

170

160

150

Distância das paredes da placa [mm]

Dureza Brinell [HB]

Longitudinal

Transversal

Superfície

Núcleo

Figura 3.6 - Comportamento da dureza em função da distância da parede da

placa.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Observando a figura 3.6 nota-se que não há diferença significativa entre os

sentidos longitudinal e transversal na placa. Contudo há uma grande dispersão nos

valores de dureza. Também se nota uma leve tendência de aumento da dureza à

medida que se aproxima a medição das superfícies mais externas da placa.

Para caracterizar as propriedades do material foram retirados três corpos de

prova de cada placa e devidamente preparado para o ensaio de tração. A disposição

da amostra para fabricar o corpo de prova também obedeceu a dois sentidos para

avaliar se havia variação da resistência mecânica conforme a direção de obtenção

da amostra, longitudinal e transversal. Utilizou-se uma máquina de tração universal,

com capacidade para até 30 kN, fabricada pela empresa EMIC.

A figura 3.7 mostra o comportamento semelhante no ensaio de tração para os

corpos de provas nos sentidos longitudinal e transversal da placa de ferro fundido

vermicular.

3,02,52,01,51,00,50,0

50000

40000

30000

20000

10000

Deformação [mm]

Força [N]

Longitudinal

Transversal

Sentido

Ensaio de Tração - CGI

Figura 3.7 - Comparação entre os corpos de prova de ferro fundido vermicular nos

sentidos longitudinal e transversal.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

O comportamento semelhante apresentado no gráfico e a análise estatística

dos dados mostraram que independente do sentido do corpo de prova, longitudinal

ou transversal, encontram-se as mesmas propriedades mecânicas, aceitando a

hipótese h0 de que as médias estatisticamente são idênticas para um nível de

significância de 95%. Os resultados da tensão de ruptura, força máxima e outras

características do material são apresentadas no relatório de ensaios mecânicos no

anexo A.

3.3 CARACTERIZAÇÃO DA MÁQUINA FERRAMENTA

O ensaio de furação foi realizado no laboratório de processos de fabricação na

SOCIESC, Sociedade Educacional de Santa Catarina, em um centro de usinagem

CNC da marca Feeler, modelo FV600 com potência instalada de 5,3 kW, rotação

máxima de 6.000 rpm. O equipamento possui um sistema de refrigeração com

capacidade de 120 litros. O fluido lubri-refrigerante empregado é uma emulsão de

óleo em água onde 8% da mistura é um óleo sintético e 92% água. O método de

refrigeração aplicado foi o de inundação através de dutos direcionados à região de

contato entre a ferramenta e a peça. A máquina possui um comando Mitsubishi,

Meldas 520 e linguagem ISO. A programação da máquina foi elaborada de forma

manual para que em intervalos regulares de tempo fosse realizada a inspeção do

estado das arestas da broca, permitindo assim monitorar o desgaste da ferramenta

de forma gradativa e registrar, caso houvesse, avarias ou fenômenos como a

formação de arestas postiças de corte.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Figura 3.8 - Centro de usinagem utilizado para a realização do ensaio.

As ferramentas foram montadas em um mandril de fixação térmica com um

cone ISO BT-40 para garantir a força de aperto e o menor erro de batimento. O

corpo de prova foi preso à mesa do centro de usinagem através de grampos de

fixação lateral.

3.4 CARACTERIZAÇÃO DAS FERRAMENTAS DE CORTE

Para este estudo foram utilizadas brocas helicoidais inteiriças de metal duro de

diâmetro de 6 mm sem os canais de refrigeração, revestidas por TiAlN de camada

única fornecidas pela empresa GUHRING do Brasil. Esta empresa foi selecionada

por ser um dos atuais fornecedores da Tupy S.A e é responsável pela afiação de

90% das ferramentas empregadas na linha de produção.

Foram adquiridas 32 brocas de 6 mm de diâmetro e 103 mm de comprimento,

todas pertencentes a um mesmo lote de fabricação. As principais características

geométricas das brocas empregadas no ensaio de usinagem são apresentadas na

tabela 3.4.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

A principal variável na ferramenta foi a geometria de afiação da ponta das

brocas helicoidais testadas nos experimentos. Três geometrias de afiação da ponta

da broca foram testadas, classificadas em geometria A, B e C. O formato A

apresenta uma afiação em S. Este perfil atualmente é aplicado para furação do ferro

fundido vermicular na linha de produção da Tupy e deste modo, foi estabelecido

como padrão de referência nos testes. O formato B apresenta uma afiação em cruz

com redução da aresta transversal e um chanfro de 0,2 mm nas pontas de corte da

broca. Este foi desenvolvido para furação em materiais que apresentam baixa

usinabilidade como o ferro fundido vermicular. Finalmente o formato C, tem a afiação

da ponta em formato de um raio. Esta geometria foi desenvolvida especialmente

para furação em ferro fundido vermicular e nodular austemperado (GUHRING,

2008).

Na figura 3.9 apresenta-se uma visão geral dos detalhes geométricos das três

geometrias de afiação das brocas.

Tabela 3.4 - Geometria das brocas empregadas nos ensaios.

Comprimento [mm] Ângulos [

]

Geometria Tipo de Afiação

Diâmetro Canal Ponta

Ponta

Hélice

A Afiação em S

40 1,1 140

B Afiação em cruz

40 1,1 140

C Ponta em raio

6 h8

40 2,7 R 4,5

30º

(a) (b) (c)

Figura 3.9 - Aspectos geométricos das três geometrias de afiação das brocas.

Vista de topo das brocas (ampliação de 20x).

a) Geometria A (afiação em S); b) Geometria B (afiação em cruz com chanfro

de proteção) e c) Geometria C (ponta em raio).

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Todas as brocas foram antes medidas em relação às suas geometrias, a fim de

garantir que não haveria interferência de outras variáveis nos ensaios, que não o

tipo de afiação da ponta. Os detalhes da geometria como chanfros e

arredondamentos da aresta e ponta das brocas foram identificados para caracterizar

a ferramenta. Os resultados de medição das ferramentas encontram-se nos Anexos

B e C.

O material da ferramenta, o metal duro, foi identificado pelo fornecedor como

sendo a classe K40. Esta classe é recomendada para materiais com cavacos curtos

e apresenta boa tenacidade. Para assegurar que o material da ferramenta não

afetasse os resultados dos ensaios todas as brocas foram produzidas pelo mesmo

fornecedor e provenientes do mesmo lote de fabricação. Outra característica

influente na operação de furação é a granulometria do material da ferramenta. Os

grãos das brocas foram observados em microscopia eletrônica de varredura, com

aumento de 15000 vezes, não havendo, aparentemente, diferenças em seus

tamanhos. A figura 3.10 (a) apresenta o aspecto e o tamanho dos grãos das brocas

de metal duro.

Na figura 3.10 (b) nota-se a espessura do revestimento de TiAlN é de

aproximadamente 4 µm. As características gerais do revestimento das brocas

conforme as especificações do fornecedor são apresentadas na tabela 3.5.

(a) (b)

Figura 3.10 - (a)Visualização dos grãos de metal duro. (MEV - 15000x).

(b) espessura da camada de revestimento TiAlN ( MEV - 5.000x)

Revestimento

TiAlN

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

3.5 CRITÉRIO DE FIM-DE-VIDA DAS BROCAS

Os intervalos de medições, assim como o critério de fim de vida adotado neste

estudo, o desgaste máximo do flanco (VB

bmáx

) de 0,3 mm, foram determinados no

ensaio preliminar. Para a medição do desgaste da ferramenta, foi utilizado um

microscópio óptico modelo Optiphot, marca Olympus, com aumento máximo de 80x.

As imagens e medições adquiridas foram obtidas com o software Image-pro Plus

versão 5.1, produzido pela empresa Media Cybernetics. A cada intervalo de medição

foram realizadas as inspeções na ferramenta e o registro fotográfico do desgaste de

flanco da broca. Conforme recomendação de Mocellin (2002), foi realizada a limpeza

ultra-sônica para remover pequenas partículas que mascaravam o desgaste da

ferramenta.

A microscopia eletrônica de varredura (MEV) foi utilizada para identificar o

mecanismo de desgaste predominante em cinco estágios da vida da ferramenta. Ao

MEV estava acoplado o sistema de EDS (Energy Dispersive System), o qual

possibilitou a determinação da composição qualitativa e semiquantitativa das

amostras, a partir da emissão de raios X. Foi utilizado o microscópio da marca LEO

1450VP com detectores de elétrons secundários HV e VP, detector de elétrons

retroespalhados HV/VP, sistema de microanálise semiquantitativa por EDS, detector

Gresham - cristal de Si (Li) e janela de Be, processador Q-500, multicanal e software

IXRF que fornece informações de detalhe, com aumentos de até 300.000 vezes.

Tabela 3.5 - Propriedades do revestimento das brocas (GUHRING, 2008).

Propriedades TiAlN

Microdureza 3300 HV

Coeficiente de atrito [µ]

0,25

Tamanho do grão

1 µm

Espessura da camada

4 µm

Temperatura máxima de trabalho 900

Cor da cobertura Cinza-violeta

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

3.6 POTÊNCIA DE CORTE E VIBRAÇÕES DO SISTEMA MÁQUINA-

FERRAMENTA-PEÇA

Paralelamente ao monitoramento do desgaste das brocas foram

acompanhados os valores da potência de corte, vibrações do sistema máquina-

ferramenta-peça e emissão acústica durante a vida das ferramentas.

A potência foi estimada pelo monitoramento da corrente e tensão que

alimentavam as fases do motor principal do centro de usinagem CNC. Estes

sensores, de efeito Hall, enviavam sinais a uma placa de conversão da National

Instruments e aquisição de sinais ligada a um computador com o software LabVIEW

6.5®.

O sinal de vibrações do sistema máquina-ferramenta-peça e a emissão

acústica foram adquiridos simultaneamente com os sinais de corrente e tensão, ou

seja, a linguagem de programação iniciava a aquisição dos sinais recebidos pela

placa ao mesmo tempo. Desta forma a taxa de aquisição e o tempo de aquisição

foram os mesmos para os três sinais (corrente, vibrações e emissão acústica).

O sinal de vibrações foi captado por meio de dois acelerômetros colocados no

eixo-árvore da máquina-ferramenta, um na direção do eixo X e outro no eixo Z. Para

capturar o sinal da emissão acústica um sensor foi montado na frente do eixo árvore.

Os sinais coletados foram conduzidos até um amplificador e posteriormente à placa

de conversão e aquisição, que finalmente enviava o sinal de vibrações e os demais

sinais (corrente e tensão) para o software LabVIEW 6.5®.

A figura 3.11 (a) mostra os acelerômetros e o sensor de emissão acústica

enquanto ao lado nota-se o alicate amperímetro para medição da corrente do servo-

motor (eixo-árvore).

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Os sinais foram ajustados com a ferramenta apenas girando em vazio e na

seqüência com a ferramenta usinando, sendo a diferença entre estes dois valores

denominados de potência efetiva de corte e vibrações efetivas de corte,

respectivamente. A potência e vibrações em vazio foram adquiridas sempre no início

dos testes, enquanto que a potência e as vibrações efetivas de corte foram

adquiridas ao longo da vida das ferramentas.

Cada aquisição de sinal foi registrada em uma planilha eletrônica com colunas

para a corrente, tensão, potência, vibrações e emissão acústica para posterior

análise. O início e o final da aquisição dos sinais foi feito manualmente, sendo este

processo acompanhado pelo operador no próprio centro de usinagem. Em função do

número de pontos adquiridos foi necessário identificar e separar a região de corte

em vazio da efetiva. A figura 3.12 ilustra a interface com o usuário durante a

aquisição dos pontos na furação.

(a) (b)

Figura 3.11 - Sistema de monitoramento de vibrações, ruído e corrente.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Os pontos adquiridos foram representados em gráficos separados para análise

de cada uma das características de saída do processo (corrente elétrica consumida

durante a usinagem, as vibrações no eixo árvore e os sinais de emissão acústica).

A figura 3.13 apresenta um exemplo de como os dados foram agrupados para

representar as variações ocorridas em cinco intervalos da vida da ferramenta (broca

nova, 25%, 50%, 75% e 100% desgastada).

Figura 3.12 - Interface do monitoramento de vibrações, ruído e corrente.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

3.7 AVALIAÇÃO DA QUALIDADE DOS FUROS

A avaliação da qualidade dos furos foi realizada no laboratório de metrologia da

SOCIESC, sendo este credenciado pelo INMETRO. Avaliaram-se os erros

dimensionais, geométricos, acabamento e integridade da superfície dos furos

produzidos. O controle dimensional dos furos foi feito por amostragem empregando

o mesmo tamanho de amostra do monitoramento de corrente, vibrações e emissão

acústica. O equipamento utilizado para medição dos furos de diâmetro 6 mm foi a

máquina de medição por coordenadas como pode ser observado na figura 3.14.

201612840

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

Tempo [s]

Emulsão 12%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm - Geometria A

RMS

0% (nova) 25% vida 50% vida

75% vida Final da vida

Figura 3.13 - Gráfico do comportamento do processo (emissão acústica) em

função do número de furos produzidos.

1º Furo

Último Furo

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

Em cada uma das três condições de corte acompanhou-se a variação

dimensional do diâmetro dos furos em cada amostra e verificou-se a capacidade e

desempenho do processo (Cp, Cpk, Pp e Ppk). Os dois primeiros são índices de

capacidade do processo, enquanto os outros dois são de desempenho do processo.

Os erros geométricos de circularidade foram medidos apenas no primeiro e

último furo, devido a falta de disponibilidade de agenda deste equipamento na

instituição. As medições de rugosidade foram realizadas com um rugosímetro

portátil, modelo Surftest SJ201, fabricado pela empresa japonesa Mitutoyo, com

apalpador de diamante de raio 5 µm, resolução de 0,01 µm e capacidade de leitura

entre 0,01 e 100 µm. O instrumento apresenta várias escalas de medição para o

acabamento superficial, sendo selecionado a escala de medição Ra e Rz por serem

parâmetros empregados na indústria automobilística para especificação de

acabamento em blocos de motores. O cut-off utilizado foi de 2,5 mm, com

comprimento avaliado de 15 mm. As medições de rugosidade dos furos foram

realizadas a 10 mm da borda do furo em 5 intervalos da vida da ferramenta. O corte

Figura 3.14 - Máquina de medição por coordenadas laboratório da SOCIESC.

Capítulo 3 Metodologia, Materiais e Equipamentos

na placa foi orientado no sentido transversal passando o corte pelo centro

geométrico da linha de furos. Cada furo gerou um valor de rugosidade média

resultando em dez leituras para cada intervalo de medição.

Também se procurou avaliar a existência de uma zona afetada pelo calor ou

ainda outros tipos de influências sobre a camada abaixo da superfície dos furos, tais

como deformações da microestrutura na direção de corte do material (movimento da

broca). Esta análise foi realizada através da medição da microdureza Vickers (HV)

em um durômetro da marca Leitz Wetzlar, e através da análise das imagens de

fotografias dos no início e no final da vida da ferramenta. Para medição da dureza foi

empregada a norma ASTM E 384:99 e ASTM E 140:02 com um penetrador de

diamante em formato de pirâmide (136º) e carga de 200 gf.

Capítulo 4 Procedimento Experimental

4 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

4.1 PRÉ-ENSAIO DE FURAÇÃO

Nessa fase, procurou-se definir os tipos de desgaste predominantes nas

brocas, e quais seriam utilizados para quantificar a vida da ferramenta, ajustar os

parâmetros de corte e calibrar o sistema de monitoramento da corrente, vibrações e

emissão acústica em ensaios preliminares de curta duração. Os testes iniciais foram

realizados apenas com as brocas de formato A, estabelecendo esta geometria de

afiação como padrão de referência para comparação com as outras, por ser esta

aplicada hoje no processo de furação dos blocos de motores em CGI produzidos

pela empresa Tupy S.A.

A figura 4.1 apresenta o bloco de motor da Ford Lion preso ao dispositivo de

fixação do centro de usinagem para realização das operações de fresamento,

furação, rosqueamento e madrilamento.

Figura 4.1 - Furação do bloco de motor Bloco Ford Lion V8 - 3,6 litros.

Capítulo 4 Procedimento Experimental

Para melhor compreender as dificuldades encontradas no processo de

furação do ferro fundido vermicular. Acompanhou-se em um dos postos de trabalho

da Tupy S.A a usinagem do bloco de motor da Ford. Este componente é fabricado

em ferro fundido vermicular e passa por diversos processos de usinagem como

fresamento, furação, rosqueamento, madrilamento e brunimento. Os blocos tinham

uma dureza média de 260 HB e foram usinados no centro de usinagem HELLER

MC16 com comando CNC GE Fanuc-180i. A máquina possui um sistema de

refrigeração interna com 28 bar de pressão e emprega o fluído de corte da Castrol,

Hysol 6545 (emulsão semi-sintética), na concentração de 8%. Entre as ferramentas

observou-se a vida da broca escalonada Ø 6,8 x 9,0mm que realiza 27 furos em

cada peça com 25 milímetros de profundidade. A vida desta ferramenta é

estabelecida em 5400 furos, cerca de 200 blocos de motores. A partir deste

acompanhamento observaram-se os problemas de quebras de ferramenta, fato que

causa grande transtorno na produção e o valor do desgaste de flanco atingido no

final da vida da ferramenta. Os parâmetros e outras informações do processo são

apresentados na tabela 4.1.

Para a realização dos ensaios preliminares de furação foram empregadas três

brocas de metal com diâmetro de 6 milímetros revestidas com uma cobertura de

TiAlN. Todas as brocas helicoidais possuíam ângulos de hélice H (30º), geralmente

recomendadas para materiais como o ferro fundido que possui cavacos curtos.

Tabela 4.1 - Condições de corte aplicados na operação 90 do Bloco de motor Ford

LION V8.

Condições de Corte Valores de Referência

Broca escalonada

∅ 6,8 x ∅ 9 mm

Revestimento TiAlN

Velocidade de corte 80 m/min

Avanço 0,25 mm/rot

Profundidade de furação 25 mm

Refrigeração (interna) Emulsão (8% semi-sintética)

Pressão de Refrigeração 30 bar

Desgaste de flanco (

bmáx

)

0,8 mm

Capítulo 4 Procedimento Experimental

Definiram-se estes parâmetros como referência em conjunto com o fabricante

das ferramentas e a experiência de profissionais da empresa para realizar os testes

no laboratório da SOCIESC. Consideraram-se como principais fatores de avaliação,

a velocidade de corte e a geometria de afiação das brocas e foi estabelecido o

número de furos para cada experimento na fase preliminar. Por recomendação da

norma ISO 3685 o comprimento de usinagem deveria estar entre um a dez metros

para que o ensaio seja representativo. Deste modo, como a profundidade de furação

era de 30 mm foram necessários 330 furos para completar os dez metros de

comprimento de furação. As medições de desgaste foram realizadas a cada 3 furos

na fase inicial e aumentaram para um intervalo de 33 furos. Isto resultou em mais de

10 medições parciais para observar outras avarias que poderiam ocorrer durante o

processo e poder traçar a curva de desgaste da ferramenta.

O ensaio preliminar de furação foi realizado a seco, em função das

propriedades dos revestimentos, a princípio, permitiriam eliminar o uso de fluidos

lubri-refrigerantes. Entretanto a expulsão dos cavacos configurou-se um problema.

As brocas empregadas nos testes apresentaram desgaste excessivo nas guias,

adesão de material na ponta da broca e lascamento da aresta de corte. A primeira

ferramenta testada produziu 309 furos, entretanto o final da vida da ferramenta foi

por falha catastrófica com um desgaste de flanco (VB

bmáx

) de 0,37mm,

interrompendo o experimento. Para evitar a quebra da ferramenta optou-se em

realizar testes também com refrigeração por inundação para reduzir a temperatura

na região de corte e expulsar os cavacos de dentro dos furos e aplicar como limite

de desgaste um valor menor de 0,3mm (VB

bmáx

0,05xD) para evitar a falha

catastrófica da ferramenta. A aplicação de uma emulsão tornou o desgaste menos

severo e com a redução do limite de desgaste de flanco não houve mais a

ocorrência de quebras. Contudo vale ressaltar que o meio lubri-refrigerante não foi o

objeto de estudo, sendo este apenas empregado para garantir a integridade da

ferramenta e um desgaste gradual no flanco da ferramenta.

Durante o ensaio preliminar a medição do desgaste da ferramenta foi o

principal fator para tomada de decisão sendo este medido em intervalos regulares,

neste caso o número de furos. Contudo o número de interrupções no processo

tornou o ensaio muito lento. Optou-se para ensaio final em aumentar o intervalo de

Capítulo 4 Procedimento Experimental

amostragem para 33 furos, cerca de um metro o que reduziu significativamente o

número de paradas. Para observar outras características relacionadas ao desgaste

gradual da ferramenta foram analisados os comportamentos da corrente dos servos-

motores (eixo-árvore e Z) na furação, as vibrações nos eixos X e Y e a emissão

acústica no sistema máquina-ferramenta. O sistema de monitoramento da corrente,

vibrações e emissão acústica foram ajustados para que os sensores montados no

eixo árvore da máquina indicassem mudanças significativas no comportamento de

desgaste da broca entre as fases: inicial, intermediária e final da vida da ferramenta.

O processamento dos sinais foi ajustado para cada um dos sensores em termos de

ganho de sinal, filtros de ruídos e na seqüência enviados para uma planilha de

cálculo sendo estes representados em gráficos de dispersão para mostrar a variação

da amplitude em função do tempo.

4.2 ENSAIO FINAL DE FURAÇÃO

O objetivo destes ensaios foi determinar o número máximo de furos realizados

para cada geometria de afiação de broca testada. O critério de fim de vida foi

definido no pré-ensaio, o desgaste de flanco, com um valor máximo de VB

bmáx

0,3mm na média entre as duas arestas.

Os valores dos parâmetros de corte foram determinados com base em outras

pesquisas que estudaram o processo de furação do ferro fundido vermicular, em

catálogos de ferramentas e em sugestões dos técnicos das empresas parceiras

neste estudo. Com relação à escolha dos valores de velocidade de corte, buscou-se

um escalonamento entre as velocidades com uma razão constante, visando obter

um espaçamento adequado na curva de vida da ferramenta para os pontos

analisados.

A combinação dos parâmetros de usinagem utilizada para cada tipo de

geometria de afiação da ferramenta é descrita na Tabela 4.2.

Capítulo 4 Procedimento Experimental

A figura 4.2 mostra a forma de fixação da placa a mesa da máquina e a

posição dos quadrantes de furação para que as três geometrias.

Para a fixação das brocas foi utilizado um suporte montagem térmica com cone

ISO 40. Conforme o fornecedor de ferramentas este sistema de fixação é

Tabela 4.2 - Condições de corte aplicados no ensaio final de furação.

Condições de Corte Geometria A Geometria B Geometria C

Velocidade de corte 80 - 90 - 100 m/min

80 - 90 - 100 m/min

Rotação

4244 - 4775 - 5305

rpm

4244 - 4775 - 5305

rpm

4244 - 4775 - 5305

rpm

Avanço 0,15 mm/rot 0,15 mm/rot 0,15 mm/rot

Velocidade de Avanço

637 - 716 - 796

mm/min

637 - 716 - 796

mm/min

637 - 716 - 796

mm/min

Profundidade de furação

30 mm (L/D= 5xD)

Intervalo de medição 33 furos (aprox. 1 metro)

Refrigeração (externa) Emulsão (8% semi-sintética)

Pressão de Refrigeração 20 bar

Figura 4.2 - Forma de fixação da placa sobre da mesa.

Quad. B

Quad. A

Quad. C

Capítulo 4 Procedimento Experimental

recomendado para as condições de trabalho devido a garantia da força de aperto e

da concentricidade resultante de uma montagem que é considerada um corpo único.

A relação entre o tipo de fixação de ferramentas rotativas com a vida da ferramenta

é representada na figura 4.3.

A excentricidade total é a soma dos erros da árvore da máquina, do suporte de

fixação e da própria fabricação da ferramenta. O batimento do conjunto de fixação

da máquina, do suporte e da ferramenta foram verificados na máquina com um

relógio apalpador com resolução de 0,001mm. A partir da recomendação do

fornecedor foi estabelecido como limite um batimento radial de 0,01mm conforme o

gráfico na figura 4.3 (GUHRING, 2008).

No ensaio de furação o principal critério para avaliação de desempenho entre

as ferramentas foi o monitoramento do desgaste determinando a vida das brocas

expressa em metros a partir do número de furos usinados. Durante os ensaios

algumas precauções foram tomadas como a verificação do direcionamento do jato

de fluido de corte para evitar que os cavacos ficassem na superfície de entrada da

302520151050

200

150

100

Excentricidade [ m]

Vida Útil Lf [%]

Montagem Térmica

Mandril Hidráulico

Pinça Elástica ou Mandril Cilindrico DIN 1835 E

µµ

Figura 4.3 - Comportamento da vida da ferramenta em função da excentricidade

no sistema de fixação (GUHRING, 2008).

Capítulo 4 Procedimento Experimental

broca, o que poderia causar a quebra da ferramenta e verificar o batimento radial da

ferramenta montada. Na seqüência os furos foram realizados no corpo de prova. Os

valores de desgaste de flanco foram registrados em intervalos regulares para as três

geometrias e três velocidades de corte. A cada 33 furos, cerca de um metro de

comprimento de furação, o processo foi interrompido para medir o desgaste na

ferramenta. Registrou-se o valor de desgaste (VB

e VB

bmáx

) no gráfico de vida da

ferramenta em função do número de furos. Ao atingir a marca de desgaste de VB

bmáx

0,3mm, critério para determinar o final da vida da broca, foi realizado o último furo na

placa menor. Para reduzir a influência da variação do material as três geometrias de

ponta (A, B e C) foram aplicadas para o mesmo corpo de prova. Dividiu-se o corpo

de prova em quatro quadrantes sendo testada a geometria A no primeiro, a B no

segundo e a C no terceiro. O quarto quadrante foi destinado para complementar a

vida de cada uma das geometrias de pontas testadas. Quando a placa estava

completa, esta era substituída por outro corpo de prova que seguia o mesmo

procedimento.

Para avaliar os erros geométricos e a integridade da superfície dos furos

produzidos com cada uma das geometrias, o primeiro e o último furo da vida de cada

broca foram realizados em uma placa separada de 100x100x40mm devido às

limitações do equipamento de medição.

Os testes com cada geometria foram replicados mais duas vezes, sendo

organizados de forma aleatória e identificados em corrida 1, 2 e 3. Apresentou-se

como resultado de medição os valores das médias aritméticas dos desgastes de

flanco das duas arestas da broca e das corridas. Os resultados das amplitudes do

desgaste de flanco foram avaliados para determinar a necessidade de outras

repetições. Entretanto como os valores ficaram próximos, menos de 10% de

variação não houve necessidade de mais repetições em nenhum dos ensaios de

furação.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

5 RESULTADOS E DISCUSSÕES

Neste capítulo são apresentados os resultados dos ensaios de furação. Como

citado anteriormente serão abordadas as principais características do processo tais

como, o mecanismo de desgaste predominante, a vida obtida para cada ferramenta,

a potência de corte e a força de avanço, as vibrações do sistema (máquina,

ferramenta e peça), a emissão acústica, a qualidade dos furos e a formação de

cavacos.

A apresentação dos dados dar-se-á na forma de gráficos, mostrando, também,

documentação fotográfica e espectros das análises químicas do corpo de prova e

das ferramentas de corte obtidas por microscopia eletrônica de varredura (MEV) das

superfícies da ferramenta. Não foram registradas neste trabalho todas as fotos do

flanco da ferramenta devido às semelhanças de resultados obtidos para as faces e

por tornarem o capítulo exageradamente longo. Como suporte às fotografias obtidas

pelo MEV, realizaram-se análises por EDS através das quais se buscou identificar a

formação de compostos, tais como sulfetos, carbonetos e óxidos na superfície da

ferramenta.

5.1 ANÁLISE DO MECANISMO DE DESGASTE

Para a condição de corte considerada como referência, velocidade de corte de

80 m/min e avanço de 0,15 mm/rot, os resultados da vida da ferramenta são

apresentados na tabela 5.1 onde se pode observar a repetibilidade dos resultados

do comportamento do desgaste da ferramenta para três corridas em relação ao

número de furos produzidos e o respectivo comprimento de furação e tempo de corte

efetivo, correspondente ao tempo de vida obtido pela ferramenta até atingir a marca

de desgaste (VB

bmáx

) de 0,3mm.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

O gráfico de desgaste para a geometria de afiação A (afiação em S) na figura

5.1 mostra a repetibilidade do ensaio. O desgaste no flanco da broca acontece de

forma gradativa apresentando as marcas de abrasão nas pontas e guias da broca.

Este comportamento muda ao atingir a marca de desgaste de flanco de 0,15 mm.

Nota-se que o desgaste apresenta uma maior variação entre as três brocas testadas

neste intervalo, próximo aos 15 minutos. Neste período observou também o

surgimento de pequenos lascamentos na aresta e principalmente na ponta da broca.

Como o número de repetições é pequeno para aplicação de um teste

estatístico de análise de variância foi observada a variação da amplitude entre os

valores de desgaste de flanco em cada intervalo de medição para avaliar a

estabilidade do processo.

Tabela 5.1 - Resultados da vida ferramenta em furos e comprimento usinado para

as três corridas com a geometria de afiação A.

Desgaste de flanco VB

bmáx

Furos Lf (m) Tv (min)

Broca 1 Broca 2 Broca 3 Média Desvio Padrão

33 1 2 0,065 0,055 0,080 0,067 0,013

66 2 3 0,080 0,083 0,100 0,088 0,011

99 3 5 0,099 0,100 0,100 0,100 0,001

132 4 6 0,108 0,105 0,110 0,108 0,002

165 5 8 0,115 0,119 0,119 0,118 0,002

198 6 9 0,128 0,125 0,130 0,128 0,002

231 7 11 0,155 0,140 0,140 0,145 0,009

264 8 12 0,180 0,145 0,148 0,158 0,020

297 9 14 0,200 0,150 0,155 0,168 0,028

330 10 16 0,220 0,180 0,160 0,187 0,031

363 11 17 0,225 0,250 0,175 0,217 0,038

396 12 19 0,245 0,270 0,210 0,242 0,030

429 13 20 0,270 0,275 0,255 0,267 0,010

462 14 22 0,280 0,310 0,285 0,292 0,016

495 15 23 0,305 0,313 0,309 0,006

Capítulo 5 Resultados e Discussões

Nota-se que há uma boa repetibilidade dos resultados entre as três corridas.

Este fato, apesar do número de repetições ser reduzido, permitiu que se

considerasse o valor médio de número de furos produzidos, não havendo a

necessidade de realizar mais repetições, o que também tornaria o processo longo e

caro. Contudo a maior dispersão dos resultados da medição por volta de 15 minutos

despertou o interesse em entender o que acontece no processo neste determinado

momento.

Este mesmo procedimento foi realizado para as geometrias de afiação B e C

apresentando resultados semelhantes quanto a repetibilidade do processo. Os

resultados das medições de desgaste destas geometrias são apresentados nos

anexos D e E.

Para compreender melhor o comportamento do processo e identificar os

mecanismos de desgaste atuantes na ferramenta foi realizada a análise no MEV

(microscópio eletrônico de varredura) de seis brocas em diferentes estágios de

2520151050

0,35

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Tempo de vida [min]

VB máx [mm]

Broca no1

Broca no2

Broca no3

Emulsão 12%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Geometria A

Figura 5.1 - Curvas de desgaste para três corridas com a geometria de afiação A

(afiação em S).

Capítulo 5 Resultados e Discussões

desgaste. Optou-se por manter intervalos eqüidistantes para o valor de desgaste de

flanco (VB

b máx

) como 0,05 - 0,10 - 0,15 - 0,20 - 0,25 e 0,30 mm. A análise foi do tipo

destrutiva, sendo necessário cortar as pontas de todas as brocas para o

posicionamento na câmara de vácuo do MEV. A figura 5.2 mostra uma visão geral

da broca, na qual se nota que o desgaste de flanco tem maior intensidade nas

extremidades das arestas principais de corte.

A figura 5.3 mostra o comportamento do desgaste de flanco na broca. Nota-se

uma faixa de desgaste ao longo da aresta de corte. Esta marca de desgaste

acentua-se na extremidade da aresta de corte arredondando as pontas da broca. A

medição do desgaste foi realizada na ponta de corte da broca, na qual as marcas

atingem o maior valor. Contudo foi desconsiderada a região do raio de ponta (rε)

para que a medição considere apenas a superfície principal de incidência da broca.

Figura 5.2 - Geometria de afiação A no MEV (afiação em S).

Área desgastada

Capítulo 5 Resultados e Discussões

Em todas as imagens percebeu-se a existência de material aderido à superfície

de incidência da broca. Acima de 0,20 mm de desgaste de flanco notou-se o

lascamento e o arredondamento das arestas e pontas da broca. A partir desta

(a) Desgaste de flanco

bmáx

= 0,05mm (b) Desgaste de flanco

bmáx

= 0,10mm

bmáx

= 0,15mm

(d) Desgaste de flanco

bmáx

= 0,20mm

(e) Desgaste de flanco

bmáx

= 0,25mm

(f) Desgaste de flanco

bmáx

= 0,30mm

Figura 5.3 - Desgastes de flanco para a geometria A (afiação em S).

Capítulo 5 Resultados e Discussões

análise foi possível identificar os mecanismos de desgaste das ferramentas

predominantes no processo de furação do ferro fundido vermicular, a adesão e

abrasão atuando de forma gradativa.

Na figura 5.4 apresenta-se uma imagem da ponta de corte da broca onde o

desgaste de flanco ocorre de forma mais acentuada. A ampliação da região na ponta

da broca mostrou uma área de interface de desgaste onde se percebe uma faixa

separando a área já desgastada da superfície de afiação ainda com revestimento.

(a) (b)

Figura 5.4 - Caracterização da ponta da broca com geometria de afiação A

(a) ponta desgastada da broca (b) área de interface desgaste-revestimento.

Marcas de

abras

ão

Material

aderido a

superfície

Desgaste no

flanco da broca

(a)

(b)

Capítulo 5 Resultados e Discussões

O desgaste por adesão pôde ser melhor caracterizado na figura 5.4 (b) como

pequenas partículas de metal (ferro fundido) soldados a face da ferramenta. Esses

caldeamentos formam-se pela ação de forças elevadas ou devido à interação das

superfícies do cavaco e face da ferramenta (TRENT e WRIGTH, 2000). Já o

desgaste abrasivo ocorre quando uma superfície dura, ou uma superfície macia

contendo partículas duras, desliza sobre uma superfície de menor dureza,

produzindo nela diversos sulcos como se observa na figura 5.4 (a). Os sulcos

formados no sentido do movimento de corte principalmente na ponta da ferramenta

resultaram do atrito entre a ferramenta a superfície da peça e o próprio cavaco.

Nas imagens obtidas em diferentes estágios da vida da ferramenta notou-se

muito material aderido sobre a superfície de saída e de incidência, principalmente

junto a aresta transversal onde a baixa velocidade de corte e o pequeno ângulo de

folga são fatores que acentuam o mecanismo de adesão. Mocellin (2002) relatou o

mesmo fenômeno da adesão sobre os gumes da broca quando comparou a

usinabilidade do ferro fundido vermicular ao cinzento sendo em seu estudo este um

dos fatores de dispersão dos resultados. Reuter et al (2001), em seu estudo para

determinar os mecanismos de desgaste em ferramentas de corte, afirmou que o

ferro fundido vermicular é 33% mais abrasivo e 15% mais adesivo que o ferro

fundido cinzento. O efeito combinado da abrasividade com o atrito ajuda a explicar

porquê a vida das ferramentas de corte na usinagem do vermicular alcança 50% do

tempo de vida quando comparado ao ferro fundido cinzento.

A seqüência de imagens permite demonstrar que o desgaste acontece em

maior intensidade na ponta da ferramenta onde a velocidade de corte atinge seu

valor máximo e a concentração de tensões em uma área tão pequena torna a

mesma susceptível a quebras. Durante a usinagem, em função das características

do ferro fundido vermicular (mais abrasivo, mais adesivo e produzindo cavacos com

comportamento plástico), ocorre um aumento da abrasão, atrito e temperatura na

ferramenta, ocasionando uma perda progressiva de revestimento de TiAlN, o qual

deixa a ferramenta exposta à solicitação térmica, tornando-a mais vulnerável à ação

da abrasão. Dessa forma, o revestimento proporciona baixo coeficiente de atrito,

protegendo-a por mais tempo da ação dos mecanismos de desgaste, e por

conseqüência, aumentando o seu tempo de vida (XAVIER, 2003). Neste ensaio

Capítulo 5 Resultados e Discussões

percebeu-se que tal qual Andrade (2005) que o revestimento de TiNAl é removido de

forma prematura, expondo o substrato na superfície de incidência da broca e nota-se

um pequeno arredondamento da ponta e da aresta de corte. Parte de material da

peça passa a aderir à superfície de incidência e de saída da ferramenta. O material

aderido altera a geometria da broca resultando em arestas desiguais afetando as

forças de corte e a qualidade dimensional e geométrica dos furos.

A análise química local realizada no microscópio eletrônico de varredura

identificou os elementos encontrados na superfície da ferramenta. Na figura 5.5

mostram-se seis pontos avaliados na face da ferramenta através do espectro da

análise química.

A análise do espectro na figura 5.6 mostrou uma semelhança entre os

elementos químicos encontrados nos pontos 1, 3 e 4 onde a presença de ferro (Fe),

Figura 5.5 - Pontos de medição da espectometria na ponta da broca com

geometria de afiação A.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

carbono (C) e silício (Si) na superfície de incidência da ferramenta indicam alguns

dos pontos de adesão do material da peça (CGI).

Na espectrometria do ponto número dois nota-se que não há mais

revestimento. Os altos valores de tungstênio (W), a presença de carbono (C) e de

cobalto (Co) indicam que neste ponto o substrato da ferramenta encontra-se

exposto.

No ponto 5 da figura 5.8 a análise do espectro revela uma combinação entre os

elementos químicos encontrados com a presença de alumínio (Al), titânio (Ti) e

Figura 5.6 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 3

Figura 5.7 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 2

Capítulo 5 Resultados e Discussões

nitrogênio (N) do revestimento da ferramenta. Esta faixa de transição fica evidente

como uma faixa escura onde se percebe a presença do revestimento da broca.

Na figura 5.9 a análise do espectro revela uma combinação entre os elementos

químicos encontrados com a presença de alumínio (Al) e titânio (Ti) do revestimento,

de ferro (Fe), carbono (C) e silício (Si) do material da peça (CGI) e a presença de

oxigênio (O). Contudo a intensidade não é suficiente para indicar a presença do

mecanismo de oxidação neste ponto.

Figura 5.8 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 5

Figura 5.9 - Espectro da análise química na ponta da broca com geometria de

afiação A. Ponto 6

Capítulo 5 Resultados e Discussões

5.2 ANÁLISE DA VIDA DAS FERRAMENTAS

Para comparar o desempenho das três geometrias de afiação testadas os

resultados dos ensaios foram apresentados em gráficos do desgaste em função do

tempo de vida da ferramenta para três velocidades de corte. Na figura 5.10 são

apresentados os resultados das médias do desgaste de flanco na região da ponta da

broca (VB

bmáx

) em função do tempo de vida para a velocidade de corte de 80 m/min.

Este valor foi definido como referência para os testes pelo fato de ser empregado na

empresa para produção de furos em blocos de motores de ferro fundido vermicular.

Comparando as curvas de vida de cada geometria na figura 5.10 nota-se um

comportamento semelhante entre as geometrias B e C sendo que a partir de 0,1 mm

de desgaste de flanco (VB

bmáx

) a geometria C apresenta taxas de desgaste

menores, atingindo o final da vida com 47 minutos. A curva de vida para a geometria

50403020100

0,35

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Tempo de vida [min]

Desgaste de flanco VBb máx [mm]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Emulsão 12%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Figura 5.10 - Curvas de desgaste para as três geometrias de afiação da ponta

na velocidade de corte de 80 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

A apresenta uma taxa de desgaste mais elevada quando comparada às outras

geometrias testadas. As condições de temperatura e a abrasividade do material

provocam o desgaste da ponta da broca removendo o revestimento e expondo o

substrato à ação do atrito contra a superfície da peça, acelerando a severidade do

desgaste.

Nas figuras 5.11 e 5.12 o aumento da velocidade de corte mostra ser um fator

significativo no tempo de vida da ferramenta. Entretanto o comportamento das

curvas de desgaste é semelhante para as três geometrias.

O aumento da velocidade de corte em 12,5% resultou em mudanças nas taxas

de desgaste reduzindo o tempo de vida das três geometrias. Contudo a geometria C

obteve o melhor resultado como no gráfico anterior. O momento onde ocorre a

mudança é diferente para cada condição de corte, entretanto atribuí-se este

fenômeno à perda do revestimento na região mais solicitada térmica e

302520151050

0,35

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Tempo de vida [min]

Desgaste de flanco VBb máx [mm]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Emulsão 12%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 90m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Figura 5.11 - Curvas de desgaste para as três geometrias de afiação da ponta

na velocidade de corte de 90 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

mecanicamente como afirma Dore (2007) em seu estudo sobre a usinabilidade do

ferro fundido vermicular.

Na figura 5.12 observa-se o comportamento do desgaste das três geometrias

na velocidade de corte de 100 m/min onde como nos casos anteriores a geometria A

apresenta um desgaste acentuado na ponta da broca atingindo a marca de desgaste

de 0,3 mm em apenas 11 minutos de tempo efetivo de corte.

A geometria B desgasta-se rapidamente até 0,1 mm, apresentando uma região

com taxa de desgaste menos severa entre 0,1 e 0,2 mm e no final volta a crescer

rapidamente até o final da vida da ferramenta cerca de 16 minutos. No gráfico da

figura 5.12 observou-se que para a geometria B o desgaste de flanco é uniforme até

0,1 mm, numa faixa que acompanha a aresta de corte da broca. Acima de 0,2 mm

de desgaste de flanco acentua-se na ponta da ferramenta apresentando uma faixa

regular de desgaste até próximo a ponta da broca, onde se encontra o maior valor

de desgaste. A princípio o chanfro na ponta da broca perde o efeito e o

2520151050

0,35

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Tempo de vida [min]

Desgaste de flanco VBb máx [mm]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Emulsão 12%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 100m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Figura 5.12 - Curvas de desgaste para as três geometrias de afiação da ponta

na velocidade de corte de 100 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

comportamento da geometria B torna-se semelhante à geometria A, na qual os

mecanismos de desgaste por abrasão e adesão são responsáveis pelo desgaste

severo da ponta da broca. As imagens do desgaste de flanco são apresentadas na

figura 5.13.

A geometria C apresentou o melhor resultado em termos de vida da ferramenta

independente da velocidade de corte empregada. Outro fator importante é a

distribuição mais uniforme da faixa de desgaste em torno da aresta. Vale relatar que

não houve registro de lascamento da aresta ou ponta da broca para esta geometria,

fenômeno este notado nas outras duas geometrias. A transição mais suave das

arestas de corte para as guias resultou em uma melhor distribuição da carga

aplicada na aresta sem gerar pontos de concentração de tensões nas pontas da

broca.

A partir dos dados de desgaste obtidos neste trabalho, foi possível construir as

curvas de vida para as ferramentas com geometrias A, B e C, nas condições

específicas do ensaio (condições de velocidade e avanço, fluido de corte, geometria

da ferramenta, critério de fim de vida, etc).

(a) (b)

Figura 5.13 - Marcas de desgaste de flanco para a geometria de afiação B.

(a) VB

bmáx

= 0,1 mm e (b) VB

bmáx

= 0,2 mm.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

A figura 5.14 apresenta a curva de desgaste para a broca de geometria A. O

gráfico foi construído tomando como critério para o final de vida da ferramenta o

desgaste de flanco.

Os tempos de vida obtidos para cada uma das velocidades de corte foram

registrados no gráfico da figura 5.15 para determinar a equação da curva e as

constantes de Taylor para este material. O gráfico bi-logarítmico do tempo de vida

em função da velocidade de corte mostra a influência da velocidade de corte no

tempo de vida da ferramenta. O aumento da velocidade de corte resulta em um

menor tempo de vida da ferramenta. A regressão linear permitiu definir o coeficiente

angular da reta e determinar as constantes de Taylor para a equação de vida da

ferramenta. A equação da curva de vida da geometria apresentou como coeficiente

angular o valor de K = - 3,084 e η

=107,965º . O valor de R-Sq indica que 95% dos

pontos são representados pela equação apresentada e a variância é de 0,0486 o

que apesar de poucos pontos torna aceitável a regressão linear aplicada.

2520151050

0,35

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Tempo de Vida [min]

Desgaste de Flanco - VBb máx [mm]

Vc = 100 m/min

Vc = 90 m/min Vc = 80 m/min

Geometria A

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80, 90 e 100 m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Figura 5.14 - Curva de desgaste em função do tempo de vida da geometria A

para as velocidades de corte de 80, 90 e 100 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

A figura 5.16 apresenta a curva de desgaste para a geometria B com o mesmo

comportamento obtido para a geometria A. O aumento da velocidade de corte torna

o desgaste da ferramenta mais severo reduzindo o tempo de vida da ferramenta.

12011010090807060

Velocidade de Corte [m/min]

Tempo de Vida [min]

S 0,0485643

R-Sq 95,0%

R-Sq(adj) 90,0%

log10(Tv) = 7,229 - 3,084 log10(Vc)

Figura 5.15 - Curva de desgaste em função do tempo de para a geometria A.

4035302520151050

0,35

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Tempo de Vida [min]

Desgaste de Flanco - VBb máx [mm]

Vc = 100 m/min

Vc = 90 m/min

Vc = 80 m/min

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80, 90 e 100 m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Geometria B

Figura 5.16 - Curva de desgaste em função do tempo de vida da geometria B

para as velocidades de corte de 80, 90 e 100 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

Contudo nota-se um aumento no tempo de vida da ferramenta. Este efeito é

atribuído a melhor distribuição da carga sobre as arestas de corte da broca e a

diminuição das tensões na ponta da broca que foi reforçada pelo chanframento.

O gráfico de tempo de vida da ferramenta B em função da velocidade de corte

na figura 5.17 apresentou quase o mesmo coeficiente angular da equação da curva

de vida da geometria A que apresentou como coeficiente angular o valor de K = -

3,762 e η

= 104,886º indicando que a inclinação da reta é praticamente a mesma.

O valor de R-Sq indica que 99,8% dos pontos são representados pela equação

apresentada e a variância é de 0,0117 o que representa uma ótima regressão linear

da curva de vida desta geometria.

O gráfico de desgaste da ferramenta C mostra o melhor desempenho desta

geometria que atingiu em média 47 minutos de tempo de vida na condição de mais

baixa velocidade de corte (80 m/min). Nas velocidades de corte de 90 e 100 m/min

12011010090807060

Velocidade de Corte [m/min]

Tempo de Vida [min]

S 0,0116688

R-Sq 99,8%

R-Sq(adj) 99,6%

log10(Tv) = 8,724 - 3,762 log10(Vc)

Figura 5.17 - Curva de desgaste em função do tempo de vida para a geometria

Capítulo 5 Resultados e Discussões

esta geometria apresentou resultados muito semelhantes na fase inicial de desgaste

até aproximadamente 0,15 mm de desgaste de flanco (VB

bmáx

O gráfico de tempo de vida da ferramenta C na figura 5.19 apresentou quase o

mesmo coeficiente angular das geometrias anteriores.

50454035302520151050

0,35

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Tempo de Vida [min]

Desgaste de Flanco - VBb máx [mm]

Vc = 100 m/min Vc = 90 m/min

Vc = 80 m/min

Emulsão 12%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80, 90 e 100 m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Geometria C

Figura 5.18 - Curva de desgaste em função do tempo de vida da geometria C

para as velocidades de corte de 80, 90 e 100 m/min.

12011010090807060

Velocidade de Corte [m/min]

Tempo de Vida [min]

S 0,0508495

R-Sq 95,3%

R-Sq(adj) 90,5%

log10(Tv) = 7,979 - 3,329 log10(Vc)

Figura 5.19 - Curva de desgaste em função do tempo de vida para a geometria

Capítulo 5 Resultados e Discussões

A equação da curva de vida da geometria apresentou como coeficiente angular

o valor de K = - 3,329 e η

= 106,72º. O valor de R-Sq indica que 95,3% dos pontos

são representados pela equação e a variância é de 0,0508 o que representa uma

regressão linear aceitável da curva de vida.

Através das curvas de vida das ferramentas, determinaram-se as constantes

da equação de Taylor. Os dados utilizados para calcular as constantes, bem como

os respectivos resultados, estão contidos na Tabela 5.2.

Tabela 5.2 - Dados da equação de vida de Taylor para as geometrias testadas.

Geometria

k Ct Cv

A 80 22 90 17 100 11 -3,084 220,37 1,69 E+07

B 80 37 90 23 100 16 -3,762 208,33 5,29 E+08

C 80 46 90 27 100 22 -3,329 249,32 9,54 E+07

A figura 5.20 mostra o melhor resultado com a geometria C dentre as três

condições de velocidade de corte testadas.

Vc 100908010090801009080

Tempo de Vida [min]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Brocas:

Figura 5.20 - Comparação de vida entre as três geometrias de ponta testadas.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

Depois dessa geometria, o melhor resultado foi obtido com a ferramenta de

geometria B. A ferramenta tomada como referência, geometria A, apresentou o

menor tempo de vida no ensaio de usinagem. Os melhores resultados para todas as

geometrias foram constatados com a utilização da velocidade de corte mais baixa,

onde os efeitos da temperatura são menos significativos, proporcionando um maior

tempo de vida para as ferramentas. Considerando a geometria de afiação A como

referência para comparações constatou-se uma influência significativa da velocidade

de corte na vida da ferramenta. Um aumento de 12% na velocidade de corte resultou

na redução da vida em 22% e com 25% a mais de velocidade de corte a vida fi

reduzida em 52%.

A mudança na geometria de ponta da broca produziu diferenças significativas

tanto para a geometria B quanto para a C. A geometria B resultou em um aumento

de 61% na vida da ferramenta, comparada a geometria A e a ferramenta C dobrou a

vida da ferramenta, 104% a mais que a ferramenta A na condição de velocidade de

corte de 80 m/min.

5.3 ANÁLISE DIMENSIONAL DOS FUROS

Na figura 5.21 observa-se o comportamento da variação dimensional dos furos

de 6 mm para a geometria A na condição de velocidade de corte de 80 m/min e

avanço de 0,15 mm/rot. A análise estatística dos resultados de medição mostrou que

a distribuição é normal com um diâmetro médio de 6,041mm e um desvio padrão de

0,007 mm sendo o menor valor encontrado de 6,023 mm e o maior de 6,062mm. A

distribuição é simétrica apresentando uma pequena inclinação à direita (Skewness)

de 0,008 mm e um leve achatamento (Kurtosis) 0,038 mm. Considerando os limites

especificados em projeto o furo é considerado adequado quando está dentro de uma

tolerância H11, entre 0 e + 90 µm. Observando os índices de capacidade e de

desempenho do processo (Cp = 2,04, Cpk = 1,9, Pp = 2,08 e Ppk = 1,94) pode-se

afirmar que o processo está estável e centralizado entre os limites de tolerância.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

Contudo na carta de controle observa-se que no final da vida da ferramenta os

diâmetros dos furos apresentam uma maior amplitude nos resultados e a linha média

passa a ser arrastada para baixo. Este efeito é conseqüência do próprio desgaste da

broca que apresenta marcas de desgaste junto a região das guias da broca

diminuindo o diâmetro efetivo da ferramenta. O valor médio dos furos apresenta um

aumento na amplitude devido à adesão de material e ao surgimento de pequenos

1651491321169983665033171

6,06

6,05

6,04

6,03

6,02

Observações

Individual Value

X=6,04189

UC L=6,06403

LC L=6,01975

1651491321169983665033171

0,03

0,02

0,01

0,00

Observações

Moving Range

MR=0,00832

UC L=0,02719

LC L=0

Carta de Controle da Geometria A

6,06006,05256,04506,03756,03006,0225

Median

Mean

6,04306,04256,04206,04156,04106,04056,0400

1st Q uartile 6,0370

Median 6,0420

3rd Q uartile 6,0470

Maximum 6,0620

6,0408 6,0430

6,0400 6,0430

0,0065 0,0081

A -Squared 0,28

P-V alue 0,652

Mean 6,0419

StDev 0,0072

V ariance 0,0001

Skew ness 0,0085647

Kurtosis -0,0388399

N 165

Minimum 6,0230

A nderson-Darling Normality Test

95% C onfidence Interval for Mean

95% C onfidence Interv al for Median

95% C onfidence Interv al for StD ev

95 % Confidence Interv als

Teste de Normalidade Geometria A

A - 5A - 4A - 3A - 2A - 1

6,06

6,05

6,04

6,03

6,02

Boxplot da Geometria A

(a) (b)

Figura 5.21 - Controle dimensional dos furos de Ø 6mm para a geometria de

broca A. a)Teste de normalidade dos resultados de medição. b) Boxplot das

cinco amostras analisadas.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

lascamentos na ponta da broca. O desgaste da ferramenta teve reflexos nos

resultados sendo necessário um maior cuidado no processo de medição, pois a

conicidade dos furos ficou mais evidente com a ferramenta já desgastada.

Na figura 5.22, nas mesmas condições de trabalho do teste anterior, analisou-

se o comportamento da variação dimensional dos furos para a geometria B.

1651491321169983665033171

6,045

6,040

6,035

6,030

6,025

Observação

Individual Value

X=6,03655

UC L=6,04792

LC L=6,02519

1651491321169983665033171

0,016

0,012

0,008

0,004

0,000

Observação

Moving Range

MR=0,00427

UC L=0,01397

LC L=0

Carta de Controle da Geometria B

6,0486,0446,0406,0366,0326,028

Median

Mean

6,03806,03756,03706,03656,0360

1st Q uartile 6,0340

Median 6,0360

3rd Q uartile 6,0400

Maximum 6,0480

6,0359 6,0372

6,0360 6,0380

0,0039 0,0048

A -Squared 0,92

P-V alue 0,019

Mean 6,0366

StDev 0,0043

V ariance 0,0000

Skew ness -0,0021792

Kurtosis -0,0997859

N 165

Minimum 6,0250

A nderson-Darling Normality Test

95% C onfidence Interval for Mean

95% C onfidence Interv al for Median

95% C onfidence Interv al for StD ev

95 % Confidence Interv als

Teste de Normalidade da Geometria B

B - 5B - 4B - 3B - 2B - 1

6,045

6,040

6,035

6,030

6,025

Boxplot da Geometria B

(a) (b)

Figura 5.22 - Controle dimensional dos furos de Ø 6mm para a geometria de broca

B. a)Teste de normalidade dos resultados de medição. b) Boxplot das cinco

amostras analisadas.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

Constatou-se que a distribuição também é normal, entretanto os resultados

mostram um processo mais estável que a geometria A. O diâmetro médio dos furos

foi de 6,036mm e o desvio padrão de 0,004 mm sendo o menor valor encontrado de

6,025 mm e o maior de 6,048mm. A distribuição é simétrica apresentando uma

pequena inclinação à esquerda (Skewness) de -0,002 mm e um pequeno

achatamento da curva (Kurtosis) 0,099 mm. Os índices de capacidade e de

desempenho do processo (Cp = 3,96, Cpk = 3,22, Pp = 3,49 e Ppk = 2,83) indicam

que o processo está mais estável e centralizado que o processo realizado com a

geometria A. Assim como na geometria A observa-se que o desgaste da ferramenta

afeta a variação dimensional dos furos. Da metade da vida da ferramenta em diante

notou-se uma tendência a reduzir o valor médio dos diâmetros dos furos e aumentar

a amplitude dos resultados dentro da amostra devido a adesão de material e

desgaste acentuado na ponta da broca. Os pontos em vermelho na carta de controle

da figura 5.22 mostram que há uma mudança no processo e vários pontos ficaram

abaixo da linha média, que neste caso apenas reforça a tese de que o desgaste da

ferramenta afeta a dimensão dos furos.

Na figura 5.23 analisou-se o comportamento da variação dimensional dos furos

para a geometria C, onde a distribuição também é normal. O diâmetro médio dos

furos obtidos foi de 6,041mm e o desvio padrão de 0,005 mm. A distribuição é

simétrica e sem achatamento da curva. Os índices de capacidade e de desempenho

do processo (Cp = 2,68, Cpk = 2,44, Pp = 2,79 e Ppk = 2,54) indicam que o

processo está mais estável e centralizado que o processo realizado com a geometria

A, entretanto, com um desempenho pior que a geometria B.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

100

A geometria C apresentou uma variação dimensional dos furos uniforme entre

as amostras e atribui-se esta característica ao fato do desgaste da ferramenta ser

mais uniforme, não se concentrando na ponta da broca como nas outras duas

geometrias. A dimensão média dos furos entre as amostras sofre uma pequena

queda a partir da metade da vida da ferramenta onde o desgaste nas guias torna-se

mais perceptível.

1651491321169983665033171

6,06

6,05

6,04

6,03

6,02

Observação

Individual Value

X=6,04101

UC L=6,05782

LC L=6,02419

1651491321169983665033171

0,020

0,015

0,010

0,005

0,000

Observação

Moving Range

MR=0,00632

UC L=0,02066

LC L=0

Carta de Controle da Geometria C

6,0556,0506,0456,0406,0356,0306,025

Median

Mean

6,04206,04156,04106,04056,0400

1st Q uartile 6,0370

Median 6,0410

3rd Q uartile 6,0450

Maximum 6,0550

6,0402 6,0418

6,0400 6,0420

0,0049 0,0060

A -Squared 0,59

P-V alue 0,124

Mean 6,0410

StDev 0,0054

V ariance 0,0000

Skew ness -0,0613711

Kurtosis -0,0567185

N 165

Minimum 6,0260

A nderson-Darling Normality Test

95% C onfidence Interv al for Mean

95% C onfidence Interv al for Median

95% C onfidence Interval for StD ev

95 % Confidence Interv als

Teste de Normalidade para a Geometria C

C - 5C - 4C - 3C - 2C - 1

6,055

6,050

6,045

6,040

6,035

6,030

Boxplot da Geometria C

(a) (b)

Figura 5.23 - Controle dimensional dos furos de Ø 6mm para a geometria de broca

C. a) Teste de normalidade dos resultados de medição. b) Boxplot das cinco

amostras analisadas.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

101

A figura 5.24 mostra as curvas de distribuição dos resultados da análise

dimensional para as três geometrias de ponta das brocas. A geometria B apresentou

a menor dispersão nos resultados e uma média menor que as outras duas

geometrias sendo o chanframento das pontas da broca o possível responsável pelo

melhor desempenho desta geometria.

Para verificar se havia diferença significativa entre as dimensões dos furos

realizou-se a análise de variância. A análise foi baseada no teste F e no valor de

probabilidade (valor-p) do teste. Os resultados da análise são apresentados na

tabela 5.3 para um nível de significância (α = 0,05), sendo considerada a hipótese

nula, na qual considera-se que não há diferença significativa entre as médias e

variâncias para as três geometrias.

Os resultados da análise de variância demonstram que há diferença estatística

entre as amostras, pois para o grupo o valor-p é menor que o nível de significância

(α = 0,05), sendo a hipótese nula rejeitada e aceita a hipótese alternativa aceita.

6,0606,0546,0486,0426,0366,0306,024

Diâmetro dos Furos

Densidade

6,042 0,007210 165

6,037 0,004299 165

6,041 0,005381 165

Média StDev N

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Figura 5.24 - Análise dimensional dos furos para as três geometrias de ponta

testadas.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

102

Analisando entre os grupos nota-se que a geometria B é que apresenta diferença

estatística entre as outras duas (A e C) para o nível de significância de 5%.

5.4 ANÁLISE GEOMÉTRICA DOS FUROS

Foram analisados o comportamento dos erros geométricos de forma e

orientação dos furos, circularidade, cilindricidade e inclinação dos furos obtidos. As

medições foram realizadas no circularímetro da SOCIESC da marca Taylor Hobson

com resolução de 0,001 mm. A figura 5.25 apresenta o corpo de prova para esta

avaliação que teve suas dimensões definidas em função da limitação do

Tabela 5.3 - Resultados da análise de variância do controle dimensional para as

três geometrias de afiação de broca testadas.

RESUMO

Grupo Contagem

Soma Média Variância

Geometria A 165 996,914 6,0419 5,2 E-05

Geometria B 165 996,031 6,0365 1,85 E-05

Geometria C 165 996,766 6,0410 2,9 E-05

ANOVA

Fonte da variação SQ gl MQ F obs valor-p F crítico

Entre grupos 0,002707 2 0,001354

40,848 3,87 E-17 3,014051

Dentro dos grupos 0,016305 492 3,31E-05

Total

0,318 494

ANOVA Geometrias A e B - Subtraindo C

Fonte da variação SQ gl MQ F obs valor-p F crítico

Entre grupos 0,002707 1 0,00236 66,986 6,12 E-15 3,869957

Dentro dos grupos 0,011556 328 3,52E-05

Total

0,013916 329

ANOVA Geometrias A e C - Subtraindo B

Fonte da variação SQ gl MQ F obs valor-p F crítico

Entre grupos 6,64E-05 1 6,64E-05

1,6402 0,201201 3,869957

Dentro dos grupos 0,013273 328 4,05E-05

Total

0,01334 329

ANOVA Geometrias B e C - Subtraindo A

Fonte da variação SQ gl MQ F obs valor-p F crítico

Entre grupos 1,63E-03 1 1,63E-03

68,9185 2,72 E-15 3,869957

Dentro dos grupos 0,00778 328 2,37E-05

Total

0,009415 329

Capítulo 5 Resultados e Discussões

103

equipamento. A mesa do equipamento possui uma placa de 180 mm e recomenda-

se que as peças não ultrapassem o limite de peso de 5 Kg para não danificar o

equipamento.

As medições foram realizadas a 6 e 18 mm de profundidade da furação, sendo

estes valores definidos em função da limitação da ponteira para furos de diâmetros

pequenos. Identificou-se como limitação a profundidade máxima de 20 mm para a

medição com o objetivo de garantir que a haste do apalpador não tocasse a parede

do furo.

A figura 5.26 apresenta o modelo de relatório gerado pelo equipamento para a

medição de circularidade. No documento estão registradas as informações de

identificação da atividade, dados de preparação, assim como os valores encontrados

de para o erro de forma, posição e orientação.

Figura 5.25 - Análise geométrica dos furos realizada no circularímetro da

Metrologia da SOCIESC.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

104

A partir das duas medições de circularidade em cada furo foram gerados os

resultados sobre a cilindricidade e inclinação do eixo do furo em relação a superfície

superior empregada como referência. A figura 5.25 b apresenta um exemplo do

relatório de medição de cilindricidade. A geometria do furo representado na figura é

meramente ilustrativa, pois foi gerada a partir da medição de circularidade em dois

planos (alturas 1 e 2). Os resultados da circularidade foram sempre próximos ao

maior valor obtido na circularidade e.g. na altura 2. Além da circularidade o relatório

apresenta os valores de batimento total e o ângulo do eixo do furo em relação a

base do equipamento.

Os resultados da medição são apresentados nos gráficos de circularidade da

figura 5.27. Verificou-se que os maiores erros de circularidade foram encontrados

geralmente na altura 2 (profundidade de 18 mm). Esta característica também foi

relatada por Andrade (2005) quanto estudou o efeito do revestimento da ferramenta

nos erros de forma na furação do ferro fundido vermicular. O autor encontrou em seu

(a) (b)

Figura 5.26 - Relatórios de circularidade e cilindricidade do furo de Ø 6mm

a) circularidade de furo n

8 na altura 1 e b) cilindricidade do furo n

12.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

105

estudo uma maior variação da circularidade na profundidade de furação de 30mm e

identificou como causa alguma anormalidade no conjunto ferramenta-fixação da

placa empregado em seu experimento. Contudo nos testes realizados não se

encontrou nenhuma evidência de problemas de rigidez. As vibrações do sistema

máquina-ferramenta-peça mostraram que o sistema torna-se mais estável com o

aumento da profundidade de furação. Contudo sugere-se uma investigação mais

aprofundada sobre o efeito das vibrações no sistema, principalmente por se tratar de

uma relação L/D maior que 3 vezes o diâmetro.

Comparando os resultados de circularidade para as três geometrias de brocas

em três velocidades de corte diferentes nota-se na figura 5.28 que a geometria A

apresentou um menor erro geométrico com a ferramenta nova com sua geometria de

afiação sem desgaste. Os valores de circularidade oscilaram entre 15 a 75 µm

sendo que há diferença significativa entre as amostras para as três geometrias. A

medida que o desgaste da ferramenta aumenta o erro geométrico eleva-se,

Posição Altura 2Altura 1Altura 2Altura 1Altura 2Altura 1

Erro de Circularidade [ m]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Brocas:

Figura 5.27 - Resultados da medição de circularidade em duas alturas. (6 e 18

milímetros de profundidade)

Capítulo 5 Resultados e Discussões

106

provavelmente devido ao aumento das vibrações do sistema máquina-ferramenta e

as deformações do material geradas pela adesão de material na ponta da broca e o

desgaste da ferramenta. As vibrações decorrentes do aumento das forças de

usinagem em uma ferramenta longa com uma relação L/D superior a cinco vezes o

diâmetro foram alguns dos fatores que possivelmente resultaram em um maior erro

de circularidade nos furos. As outras duas geometrias também apresentaram o

mesmo comportamento, entretanto a variação do erro geométrico foi menor na

geometria B que apresentou uma maior estabilidade em todas as condições de corte

testadas.

Em geral, observa-se que não houve tendência definida para a variação da

circularidade dos furos em função das velocidades de corte aplicadas para nenhuma

das geometrias estudadas. O mesmo comportamento foi observado por Castillo

(2005) em seu estudo sobre a influência da geometria da broca na furação de ferro

fundido cinzento. Embora os resultados dos erros de circularidade tenham sido

Vc 100908010090801009080

Erro de Circularidade [ m]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Brocas:

Figura 5.28 - Resultados de circularidade dos furos de Ø 6mm nas três

condições de velocidade de corte para as três geometrias.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

107

menores, entre 3 e 9 µm estes também não apresentaram variações significativas

em função da velocidade de corte.

Castillo (2005) destaca que gumes afiados numa broca garantem uma

estabilidade na tolerância de circularidade. Os resultados do gráfico da figura 5.29

reforçam a afirmação de Castillo (2005), mostrando que com o aumento do desgaste

da ferramenta além de aumentar o valor médio do erro de circularidade também se

nota uma maior dispersão nos resultados. A geometria empregada neste teste

apresentou um comportamento estável até atingir a marca de desgaste de 0,1mm

chegando a atingir um erro de circularidade máximo de 121µm no final da vida da

ferramenta.

Os demais resultados da medição encontram-se no Anexo F, permitindo a

comparação dos resultados.

0,400,350,300,250,200,150,100,05

140

120

100

Desgaste de flanco VB [mm]

Erro de Circularidade [ m]

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Geometria A

b máx

Figura 5.29 - Variação do erro de circularidade em função do desgaste da broca

de geometria A na velocidade de corte de 80m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

108

5.5 ANÁLISE DA QUALIDADE DA SUPERFÍCIE DOS FUROS

As medições de rugosidade no interior do furo foram realizadas para as

geometrias de brocas testadas nas três condições de corte. Em função do pequeno

diâmetro dos furos tornou-se necessário cortar as placas nas linhas de furação. O

gráfico da figura 5.30 ilustra os resultados médios de rugosidade Ra para cada uma

das geometrias testadas.

Analisando os resultados de rugosidade obtidos, é possível observar que as

geometrias testadas geraram valores de Ra que variam na faixa de 1,8 a 3,4 µm, os

quais estão dentro das qualidades de superfícies possíveis de atingir no processo de

furação (2 a 12 µm, de acordo com KÖNIG e KLOCKE, 1997). A geometria B

apresentou o melhor resultado para acabamento dos furos e os menores valores de

rugosidade em todas as condições de teste. Entretanto não foi possível uma

conclusão definitiva sobre qual das geometrias gerou melhores resultados de

rugosidade. A análise de variância mostrou não haver diferença estatística entre as

geometrias B e C tanto para o parâmetro Ra quanto para Rz. Também se notou a

Geometria CGeometria BGeometria A

100908010090801009080

4,0

3,5

3,0

2,5

2,0

1,5

Parâmetro de Rugosidade Ra [ m]

Vc 80 m/min

Vc 90 m/min

Vc 100 m/min

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Revestimento TiAlN

Broca DIN318 Ø 6mm

Figura 5.30 - Parâmetro de rugosidade (Ra) para as três geometrias de corte.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

109

ocorrência de dados suspeitos, fora da distribuição normal para todas as geometrias

testadas. Uma nova medição da rugosidade foi realizada e observou-se a mudança

no resultado. Uma análise mais cuidadosa na superfície do furo revelou sulcos

gerados pelo arraste do cavaco ou mesmo de material aderidos à guia da broca.

Contudo durante a medição do desgaste na ferramenta não foi registrada nenhuma

ocorrência da adesão de material nas guias da broca.

Os resultados do parâmetro de rugosidade Rz mostram um comportamento

semelhante ao parâmetro Ra, oscilando entre 12 a 25 µm. A geometria B apresentou

novamente os melhores resultados dentre as ferramentas. Observou-se também que

o desgaste da ferramenta reduz a rugosidade da superfície do furo e as dispersões

dos resultados são reduzidos no final da vida da ferramenta. Correlacionando o

desgaste da ferramenta com os parâmetros de rugosidade percebe-se na figura 5.32

que há uma relação fraca entre os fatores. O desgaste nas pontas das brocas gerou

um chanfro que atuou como face alisadora reduzindo a rugosidade da parede do

furo. Este fato pode ser observado nas imagens que mostram o comportamento

Geometria CGeometria BGeometria A

100908010090801009080

24,0

21,5

19,0

16,5

14,0

Parâmetro de Rugosidade Rz [ m]

Vc 80 m/min

Vc 90 m/min

Vc 100 m/min

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Revestimento TiAlN

Broca DIN318 Ø 6mm

Figura 5.31 - Parâmetro de rugosidade (Rz) para as três geometrias de corte.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

110

gradativo do desgaste das ferramentas tratado no tópico 5.1 e nos resultados de

rugosidade da geometria B, figuras 5.30 e 5.31. Por apresentar um chanfro de

proteção a 45º como um segundo ângulo de ponta esta ferramenta apresentou os

melhores resultados em termos de acabamento da superfície.

O aumento do desgaste da ferramenta tende a reduzir a rugosidade, ou seja,

melhorar o acabamento da superfície do furo. Contudo a perda do revestimento da

mesma resulta em aumento do coeficiente de atrito no contato cavaco-ferramenta.

Logo esta afirmação irá depender do estado da ferramenta, pois o aumento da

temperatura, dos esforços de corte e das vibrações do sistema máquina-ferramenta-

peça irá contribuir para um aumento da rugosidade na superfície do furo obtido

(CASTILLO, 2005).

Outra constatação durante a avaliação dos resultados da rugosidade é que a

qualidade da superfície é pior próxima a borda do furo. Os valores de rugosidade

nesta área foram geralmente superiores aos da medição realizada no fundo do furo.

Acredita-se que as vibrações da ferramenta na entrada do furo seja o principal fator

0,350,300,250,200,150,100,050,00

3,6

3,2

2,8

2,4

2,0

Desgaste de flanco - Vb máx [mm]

Rugosidade - Ra [ m]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80 m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN318 Ø 6mm

Figura 5.32 - Correlação entre o desgaste de flanco VB

bmáx

e a rugosidade dos

furos.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

111

para o aumento da rugosidade na entrada do furo. A figura 5.33 ilustra a textura da

parede na entrada e no fundo do furo.

Os parâmetros de rugosidades Ra e Rz apresentaram uma maior dispersão de

valores obtidos na furação sob velocidade de corte de 100 m/min no início de vida. A

variação da velocidade de corte não afetou de forma significativa os resultados da

rugosidade, sendo que os valores e o comportamento do gráfico foram semelhantes

nos três casos.

5.6 ANÁLISE DAS FORÇAS DE CORTE

A medição de força de corte no processo de furação é um critério importante

para avaliar o comportamento das geometrias testadas neste estudo. Como a

ferramenta sofre basicamente torção devido a rotação da ferramenta e compressão

pela força de avanço foram avaliados estas duas componentes.

5.6.1 Momento Torsor

Os valores do momento torsor das ferramentas em cada uma das condições de

corte foram obtidos de forma empírica a partir da corrente elétrica consumida

(a) (b)

Figura 5.33 - Aspecto da superfície do furo. a) entrada e b) fundo do furo.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

112

durante o processo de furação. A figura 5.34 mostra um exemplo de gráfico

resultante da realização de um furo. A máquina registra dois grandes picos de

corrente no acionamento e no momento em que o fuso é desligado. Esta energia é

consumida para retirar o motor da inércia não sendo estas variações interessantes

para este estudo. Após estar na rotação de trabalho nota-se que o motor consome

uma certa energia, cerca de 2,5 µA só para manter o giro da ferramenta e esta área

foi denominada de corte em vazio.

Finalmente o intervalo de maior interesse encontra-se na área onde há contato

entre a ferramenta e a peça, denominada de área de corte. A medição de corrente

nesta área permitiu determinar a potência consumida em cada furo e por

conseqüência o momento torsor na ferramenta. Este método não é preciso desta

forma foi necessário verificar a sensibilidade do sistema de aquisição para validação.

Testou-se o sistema realizando um furo em diferentes estágios de desgaste da

ferramenta. Os cinco estágios foram determinados em função do desgaste de flanco

1086420

Tempo [s]

Corrente do Motor [ A]

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Geometria A

Acionamentos do motor

Área de corte

Movimento em vazio

Figura 5.34 - Comportamento da corrente consumida no processo de furação

com uma broca de Ø 6mm na velocidade de corte de 80m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

113

que foi empregado como critério para final de vida da ferramenta. Na figura 5.35

pode-se observar o comportamento da broca de diâmetro 6 mm na velocidade de

corte de 80 m/min, avanço de 0,15mm/rot e empregando lubri-refrigeração externa

em cinco diferentes estágios da vida da ferramenta.

Em todas condições de trabalho ensaiadas notou-se um aumento gradativo da

corrente consumida pelo motor à medida que a ferramenta se aproximava do final da

vida. Este efeito comprovou a sensibilidade do sistema, mas este acaba servindo

apenas para análise comparativa entre a força de corte em função do desgaste da

ferramenta. Para avaliar a precisão dos resultados empregou-se a equação 5.1 de

Kienzle.

Fc = Kc

1.1

.b.h

1-mc

Eq. 5.1

Onde: Fc = Força de corte [N];

5,0

4,5

4,0

3,5

3,0

2,5

2,0

Corrente do motor [ A]

0% (nova)

25% 50% 75% 100%

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm - Geometria A

Vida da Ferramenta

Figura 5.35 - Medição de corrente na área de corte em cinco estágios de

desgaste da ferramenta.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

114

kc1.1 = força específica de corte para um cavaco de 1 mm

[N/mm

b = Largura de corte [mm];

h = espessura de corte [mm];

1-mc = expoente que quantifica a influência de h na força de corte;

Na figura 5.36, apresenta-se os valores obtidos por Mocellin (2002) em seu

estudo sobre a usinabilidade do ferro fundido vermicular. A determinação do

momento torsor a partir da corrente consumida pelo motor durante a usinagem

mostrou-se um método eficaz para comparar os resultados entre as geometrias,

entretanto os valores obtidos neste estudo foram inferiores aos apresentados por

Mocellin. Sugere-se que entre os fatores que causaram a redução do momento

torsor em cerca de 9,4% esteja a diferença da matriz perlítica do material. Citam-se

também como fatores que contribuíram para a diferença entre os resultados a

formação de steadita responsável pela redução da resistência ao cisalhamento do

material, comportamento também relatado por Bates (1996) e a própria incerteza do

sistema de medição.

A figura 5.37 apresenta o comportamento do momento torsor para as três

geometrias em estudo na velocidade de corte de 80m/min em função do

comprimento usinado.

1-mcKc 1.1

VermicularCinzentoVermicularCinzento

1,00

0,75

0,50

0,25

0,00

Cinzento

Vermicular

Material

1,034

0,964

0,866

0,877

Vc 80 m/min

Figura 5.36 - Constantes de Kienzle, determinadas empiricamente, para cálculo da

força de corte (F

) em furação (MOCELLIN, 2002).

Capítulo 5 Resultados e Discussões

115

As três geometrias tiveram um comportamento semelhante aumentando o valor

do momento torsor com o aumento do comprimento usinado. Este efeito, já

esperado, mostra que o desgaste da ferramenta afeta a força de corte. Conforme

Ferraresi (2006), o estado de afiação numa ferramenta tem uma influência

considerável sobre os esforços de usinagem, podendo chegar a valores 25%

maiores para um desgaste da ferramenta dentro da faixa admissível de desgaste.

Em todas as condições de usinagem testadas, as geometrias mostraram um

acréscimo nas forças de corte na ordem de 14 a 36% da ferramenta nova para a

condição de final de vida da ferramenta. A geometria C apresentou os maiores

esforços de corte nas três condições de corte. Entretanto notou-se que as

geometrias A e B sofreram as maiores variações no momento torsor. Sugere-se que

esta característica esteja relacionada ao desgaste da ferramenta, que nas duas

geometrias (A e B) ocorreram de forma acentuada na ponta de corte das brocas. A

perda do revestimento e a característica do material de formar a aresta postiça são

alguns dos fatores responsáveis pelo aumento do momento torsor. Mocellin (2002) e

302520151050

1,15

1,10

1,05

1,00

0,95

0,90

Comprimento de furação [m]

Momento Torsor [N.m]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Refrigeração externa: emulsão 8%

Profundidade do furo: 30 mm (5xd)

Avanço: 0,1 mm/rot

Velocidade de corte: 80 m/min

Revestimento: TiAlN

Ferramenta: broca DIN338 - Ø 6,00 mm

Figura 5.37 - Momento torsor para as três geometrias na velocidade de corte de 80

m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

116

Andrade (2005) também relatam em seus estudos a ocorrência de adesão de

material na aresta de corte e o seu efeito na força de corte. Ambos recomendam que

o material aderido fosse removido para minimizar a dispersão nos resultados.

As figuras 5.38 e 5.39 apresentam o resultado do momento torsor para as

outras duas velocidades de corte sendo que o comportamento com o mesmo padrão

foi mostrado para a velocidade de corte de 80 m/min.

20151050

1,4

1,3

1,2

1,1

1,0

Comprimento de furação [m]

Momento Torsor [N.m]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Refrigeração externa: emulsão 8%

Profundidade do furo: 30 mm (5xd)

Avanço: 0,1 mm/rot

Velocidade de corte: 90 m/min

Revestimento: TiAlN

Ferramenta: broca DIN338 - Ø 6,00 mm

Figura 5.38 - Comportamento da corrente do motor em função do comprimento de

furação para três condições de velocidade de corte.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

117

Foi observada a mesma tendência a um aumento nos resultados de momento

torsor com o aumento do comprimento de usinagem. Notou-se também que as

geometrias A e B tem um comportamento semelhante durante a vida da ferramenta.

Entretanto notou-se que na figura 5.39 o comportamento do aumento dos esforços

mudou na velocidade de corte de 100m/min. Notou-se também que a geometria B

apresentou um aumento gradativo do momento torsor, sendo esta a maior variação

dos esforços de corte. Esse resultado não pôde ser explicado, entretanto sugere-se

que o aumento dos esforços de corte esteja relacionado a variação da dureza

naquele quadrante de usinagem.

A análise de variância revelou que as geometrias A e B não apresentam

diferença estatística com um intervalo de confiança de 95%. Apenas a geometria C

apresentou diferença significativa. Em todas as condições de corte testadas esta

geometria apresentou os maiores momentos torsores. Este aumento dos esforços de

corte deve-se ao fato de que a geometria C possui a ponta da ferramenta em forma

1614121086420

1,6

1,5

1,4

1,3

1,2

1,1

Comprimento de furação [m]

Momento Torsor [N.m]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Refrigeração externa: emulsão 8%

Profundidade do furo: 30 mm (5xd)

Avanço: 0,1 mm/rot

Velocidade de corte: 100 m/min

Revestimento: TiAlN

Ferramenta: broca DIN338 - Ø 6,00 mm

Figura 5.39 - Comportamento da corrente do motor em função do comprimento de

furação para três condições de velocidade de corte.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

118

de raio (4,5mm) apresentando uma seção de corte diferente das outras duas

geometrias. O maior comprimento da aresta e a espessura variada de corte, menor

na ponta de corte e maior no centro da broca resultaram em aumento no momento

torsor devido ao aumento da seção de corte.

5.6.2 Força de avanço

Foram comparadas as forças de avanço para cada uma das geometrias nas

três condições de corte. Na figura 5.40 observa-se para a velocidade de 80 m/min na

qual para o momento torsor há um comportamento comum para as três geometrias.

O aumento do comprimento usinado resulta em um aumento gradativo da força de

avanço. Este resultado é proveniente da condição de corte da ferramenta que a

medida que perde o revestimento e tem um desgaste mais evidente, apresenta um

maior atrito da ferramenta com a parede furo e com o próprio cavaco.

3020100

640

620

600

580

560

540

520

500

Comprimento de furação [m]

Força de avanço [N]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

650600550500

0,030

0,025

0,020

0,015

0,010

0,005

0,000

Força de avanço [N]

Densidade

538,0 14,57 140

538,8 14,18 230

571,6 21,95 906

Mean StDev N

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Refrigeração externa: emulsão 12%

Profundidade do furo: 30 mm (5xd)

Avanço: 0,1 mm/rot

Velocidade de corte: 80 m/min

Revestimento: TiAlN

Ferramenta: broca DIN338 - Ø 6,00 mm

Figura 5.40 - Comportamento da força de avanço em função do comprimento de

furação para a velocidade de corte de 80 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

119

Os valores médios da força de avanço e a dispersão em cada condição testada

mostram que para um nível de significância de 95% há diferenças significativas entre

as três geometrias. A geometria C apresentou o maior valor de força de avanço, em

média 571,6 N, e a maior variância no processo. As geometrias A e B não

apresentaram diferença significativa para a força de avanço.

Na figura 5.41 são apresentados os resultados nas velocidades de corte de 90

e 100 m/min para as três geometrias.

20151050

750

700

650

600

550

Comprimento de furação [m]

Força de avanço [N]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Refrigeração externa: emulsão 12%

Profundidade do furo: 30 mm (5xd)

Avanço: 0,1 mm/rot

Velocidade de corte: 90 m/min

Revestimento: TiAlN

Ferramenta: broca DIN338 - Ø 6,00 mm

1614121086420

850

800

750

700

650

Comprimento de furação [m]

Força de avanço [N]

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Refrigeração externa: emulsão 12%

Profundidade do furo: 30 mm (5xd)

Avanço: 0,1 mm/rot

Velocidade de corte: 100 m/min

Revestimento: TiAlN

Ferramenta: broca DIN338 - Ø 6,00 mm

Figura 5.41 - Comportamento da força de avanço em função do comprimento de

furação para a velocidade de corte de 90 e 100m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

120

Nota-se na figura 5.41 o mesmo comportamento da força de avanço em função

do comprimento usinado. Isto condiz com a citação de Stemmer (2005) e König e

Klocke (1997), comprovando a pouca influência da velocidade de corte sobre as

forças usinagem nessa faixa de velocidades.

5.7 VIBRAÇÕES DO SISTEMA MÁQUINA-FERRAMENTA-PEÇA

As medições de vibrações foram analisadas para comparar o efeito das

geometrias testadas na rigidez do sistema máquina-ferramenta e da peça. Na figura

5.42 pode-se observar o comportamento das vibrações efetivas em cinco estágios

da vida da ferramenta para a geometria A. Esta geometria foi empregada como

referência para a comparação entre as ferramentas por ser atualmente aplicada no

processo de produção da empresa Tupy S.A.

1,0

0,8

0,6

0,4

0,2

Ciclos de Medição

Vibração X - RMS

0% (nova)

25%

50%

75%

(desgastada)

100%

Figura 5.42 - Espectro das vibrações efetivas do sistema máquina-ferramenta em

função da vida da ferramenta para a velocidade de corte de 80 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

121

Observando o comportamento na área de corte nota-se que as vibrações são

maiores na entrada com a tendência de reduzir a intensidade no fundo do furo. Este

característica está relacionada a ação das guias da broca que geram um efeito

estabilizador para a ferramenta empregando a própria parede do furo como

elemento de orientação. Nota-se também a influência do desgaste da ferramenta no

comportamento das vibrações do sistema que se justifica pelo aumento dos esforços

de corte e o desgaste desigual da aresta, da ponta de corte e das guias da broca

resultando em um aumento das vibrações em função da vida da ferramenta. A

análise de variância revelou não haver diferença significativa para as vibrações até a

metade da vida da ferramenta, entretanto nota-se o aumento gradativo dos valores

de vibrações do sistema máquina-ferramenta-peça. No final da vida da ferramenta

nota-se que as vibrações aumentam, cerca de 25%, mostrando a influência deste

fator na estabilidade do processo de furação.

Comparando as geometrias nota-se na figura 5.43 uma relação entre as

vibrações efetivas do sistema e a vida da ferramenta. À medida que o desgaste da

ferramenta aumenta determinando o final da vida da broca as vibrações no sistema

aumentam.

Brocas

Desgaste

Geometria CGeometria BGeometria A

100%75%50%25%0%100%75%50%25%0%100%75%50%25%0%

0,90

0,75

0,60

0,45

0,30

0,15

0,00

Vibr ação X - RMS

1,751,501,251,000,750,500,250,00

1,5

1,2

0,9

0,6

0,3

0,0

Vibr ação X - RMS

Densidade

0,6765 0,3444 445

0,5116 0,2353 445

0,7130 0,3673 445

Mean StDev N

Geometria A

Geometria B

Geometria C

Emulsão 12%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

80m/min

Velocidade de Corte

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

Figura 5.43 - Comportamento das vibrações no sistema máquina-ferramenta para

as três geometrias testadas na velocidade de corte de 80 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

122

O comportamento das vibrações para as geometrias testadas mostrou que a

geometria B produziu um sistema mais robusto com vibrações efetivas menores que

as outras duas que apresentaram resultados semelhantes. As menores vibrações do

sistema máquina-ferramenta, em média 25% menores que para a geometria A, e o

menor desvio padrão entre as três ferramentas destacam o bom desempenho da

geometria B. Provavelmente foi este um dos fatores determinantes para minimizar os

erros dimensionais e geométricos dos furos.

Para a geometria A analisou-se a influência da velocidade de corte nas

vibrações do sistema máquina-ferramenta-peça. Para as três condições de corte

testadas a variação da velocidade de corte não apresentou variação significativa

como se pode observar na figura 5.44. Não se notou nenhuma tendência de

aumento ou redução das vibrações. O aumento da velocidade de corte não afetou a

estabilidade do sistema mantendo-se estável nas três condições de corte.

Entretanto, na velocidade de corte de 100 m/min, notou-se um aumento na

dispersão dos resultados.

Desgaste

0,80

0,65

0,50

0,35

0,20

0,05

Vibração X - V

1,51,20,90,60,30,0-0,3

1,2

1,0

0,8

0,6

0,4

0,2

0,0

Densidade

0,6765 0,3444 445

0,6298 0,3522 445

0,6660 0,4449 445

Mean StDev N

Vc 80 m/min

Vc 90 m/min

Vc100 m/min

m/min

V c 80

m/min

V c 90

m/min

V c 100

RMS

Figura 5.44 - Comportamento das vibrações do sistema máquina-ferramenta para

as três velocidades de corte.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

123

Acredita-se que o sistema de fixação térmico e a faixa de velocidades de corte

testadas foram em parte responsáveis pelo comportamento estável do sistema

semelhante para as condições de trabalho testadas.

5.8 MONITORAMENTO DA EMISSÃO ACÚSTICA

Pode-se observar na figura 5.45 o comportamento do sinal de emissão acústica

para a geometria A na velocidade de corte de 80 m/min em cinco intervalos da vida

da ferramenta. Com o sensor posicionado na base do eixo-árvore próximo da área

de corte nota-se que um aumento gradativo do sinal de emissão acústica a medida

que a ferramenta se aproxima do final da vida da ferramenta.

A figura 5.46 mostra este aumento da intensidade do sinal de EA em função do

desgaste da ferramenta para a broca de geometria A. A velocidade de corte de 100

m/min apresentou valores maiores que as outras duas testadas neste estudo. Blum

201612840

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

Tempo [s]

Tensão Elétrica V

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Velocidade de Corte 80m/min

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

RMS

0% (nova) 25% vida 50% vida

75% vida Final da vida

Geometria A

Figura 5.45 - Espectro do sinal de emissão acústica para a geometria A.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

124

e Inasaki (1990) apud Souza (2004) relatam o mesmo efeito no torneamento do aço

P20. Os autores justificam a elevação do valor do sinal de EA pelo aumento do

volume usinado por minuto. O fato de o sistema de corte ser fechado, contido pelas

paredes do próprio furo, há dificuldade em expulsar os cavacos da região de corte e

há mudanças estruturais causadas pela elevação da temperatura na área de corte

são algumas das características que podem afetar o sinal de EA.

Comparando o sinal de EA para as três geometrias na figura 5.47 nota-se a

semelhança no comportamento para as três geometrias testadas. Contudo a

geometria B apresentou diferença estatística quando comparada às outras duas

para um intervalo de confiança de 95%. A geometria B apresentou o maior valor de

intensidade média. Além disso, a distribuição dos valores é simétrica e ao mesmo

tempo achatada, apresentando o maior desvio padrão para o grupo. Sugere-se que

fatores como o chanfro nas pontas de corte da broca, local onde a ferramenta atinge

a velocidade de corte máxima, e a adesão de material na ferramenta foram

responsáveis pelo aumento do sinal de EA. Os chanfros nas pontas de corte

0,300,250,200,150,100,050,00

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

0,0

Desgaste de flanco VB

Tensão Elétrica V

80 m/min

90 m/min

100 m/min

Emulsão 8%

Refrigeração externa

Avanço 0,15 mm/rot

Revestimento TiAlN

Broca DIN338 Ø 6mm

RMS

b MÁ X

Geometria A

Figura 5.46 - Correlação entre o desgaste de flanco e o sinal de emissão acústica

para a geometria A.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

125

reduzem as tensões nesta área tão solicitada neste processo, contudo reduz a

espessura de corte (h) e aumenta o comprimento da aresta de corte. A redução da

espessura de corte resulta em um aumento no grau de recalque, o qual, apesar de

pequeno, aparentemente foi capturado no monitoramento.

5.9 INTEGRIDADE DA SUPERFÍCIE DOS FUROS

Durante a usinagem, em todas as condições de corte testadas, não foi

percebido nenhum sinal de um aquecimento exagerado tanto da broca (marcas de

queimadura), quanto do furo. Apesar das condições de trabalho serem semelhantes

às aplicadas na produção de bloco de motores, o sistema de refrigeração por

inundação não apresenta a mesma eficiência do sistema de refrigeração interna sob

pressão. Ainda vale ressaltar que neste estudo trabalhou-se com uma relação L/D

de cinco, o que exige das ferramentas um bom desempenho, considerando-se que

tais condições foram determinantes na busca dos limites das mesmas.

Brocas

Desgaste

Geometria CGeometria BGeometria A

100%75%50%25%0%100%75%50%25%0%100%75%50%25%0%

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

0,0

T ensão Elétrica V

Geometria A

Geometria B

Geometria C

0,640,560,480,400,320,240,16

T ensão Elétr ica V

Densidade

0,3657 0,07208 465

0,4107 0,1007 465

0,3675 0,07869 465

Mean StDev N

Geometria A

Geometria B

Geometria C

RMS

Figura 5.47 - Sinal de emissão acústica para as três geometrias na velocidade de

corte de 80 m/min.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

126

Na figura 5.48 pode ser observada a variação da dureza Vickers (HV) no

primeiro e no último furo analisado em relação à distância da parede do furo.

Na matriz ferrítica quase não houve diferença entre as três geometrias tanto no

início quanto no final dos testes de furação, entretanto na matriz perlítica nota-se a

tendência de aumento da dureza à medida que se aproxima da superfície do furo

como conseqüência da influência do aumento da temperatura, do atrito, do desgaste

da ferramenta e da modificação da estrutura do material, de perlita grossa para uma

perlita mais fina.

Na figura 5.49 é mostrada uma imagem na qual se pode observar a espessura

da zona afetada e a orientação da estrutura perlítica na direção da extração do

material (movimento da broca).

120906030

500

450

400

350

300

250

200

Distância da parede do furo [ m]

Dureza Vickers [HV]

Ferrita Geometria A

Ferrita Geometria B

Ferrita Geometria C

Perlita Geometria A

Perlita Geometria B

Perlita Geometria C

120906030

500

450

400

350

300

250

200

Distância da parede do furo [ m]

Dureza Vickers [HV]

Ferrita Geometria A

Ferrita Geometria B

Ferrita Geometria C

Perlita Geometria A

Perlita Geometria B

Perlita Geometria C

Primeiro Furo

µµ

Último Furo

µµ

Superfície

Núcleo

Superfície

Núcleo

(a) (b)

Figura 5.48 - Microdureza em função da distância da superfície do furo ao núcleo. a)

no início e b) final da vida da ferramenta.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

127

Na figura 5.49 notou-se que a integridade da estrutura foi afetada nas paredes

dos furos usinados. Este encruamento também é relatado por Andrade (2005), que

realizou furos em amostras de ferro fundido vermicular a 150m/min. O autor explica

que não houve modificação de constituintes microestruturais após a furação,

independentemente da condição de vida da ferramenta e dos valores das

espessuras nas regiões encruadas que foram bastante próximos para os quatro

furos analisados.

As espessuras das camadas encruadas encontradas neste estudo foram

obtidas na velocidade de corte de 100 m/min, pois os maiores esforços e

temperaturas de corte favoreciam o aparecimento de danos a estrutura da

superfície. Os valores de espessura afetada pelo encruamento foram próximos aos

Figura 5.49 - Micrografia do ferro fundido vermicular na região próxima ao furo

ampliação de 1000x.

Área afetada

Capítulo 5 Resultados e Discussões

128

encontrados por Andrade (2005), 3,77 ±1,3 µm. Contudo devido a maior velocidade

de corte aplicada no experimento e o fato de Andrade apenas avaliar na condição de

final de vida da ferramenta nota-se que os valores obtidos neste estudo estão abaixo

dos valores encontrados por ele. Na tabela 5.4 são apresentados os valores de

espessura de encruamento do ferro fundido vermicular para as três geometrias

testadas no primeiro e no último furo para a velocidade de corte de 100 m/min.

Tabela 5.4 - Análise dimensional e aspecto do encruamento da superfície do furo.

Brocas Amostras

Espessura de encruamento [µ

µµ

µm]

A (1º furo) 1,92

Geometria A

A (último furo) 3,52

B (1º furo) 3,05

Geometria B

B (último furo) 3,55

C (1º furo) 2,23

Geometria C

C (último furo) 3,43

Não foi possível inferir qual geometria afetou menos a integridade da superfície

dos furos nos valores finais, visto que os valores de espessuras das regiões

encruadas foram bastante próximos para as três geometrias testadas. Nota-se que

mesmo no primeiro furo encontra-se na superfície a concentração de tensões na

parede do furo, menor para a geometria A e o desgaste da ferramenta apenas

aumenta a espessura deste encruamento de forma gradativa.

5.10 FORMAÇÃO DE CAVACOS

A estrutura heterogênea do material, característica esta comum aos ferros

fundidos resultou em cavacos de ruptura. Entretanto a maior ductibilidade do ferro

fundido vermicular permitiu que os cavacos apresentassem a forma helicoidal ou de

pequenas lascas em forma de concha como se pode ver na figura 5.50a e 5.50b.

Capítulo 5 Resultados e Discussões

129

As geometrias A e B apresentaram os cavacos em forma de uma hélice com

quatro a cinco espiras. A espessura do cavaco é constante com exceção no início da

furação devido a penetração da ponta da broca. Durante a furação o cavaco foi

expulso pela hélice da broca com certa facilidade. O desgaste da ferramenta afetou

a formação do cavaco somente no final da vida, quando se percebeu a redução do

tamanho da hélice para pequenas vírgulas. Neste aspecto a geometria C apresentou

um comportamento distinto. Do início ao final da vida da ferramenta a formação de

cavacos para esta geometria foi sempre a mesma. Os cavacos em formas de lascas

semelhantes a uma concha (ver figura 5.50b) também permitiam a expulsão do furo

sem causar perturbações ao sistema. A geometria em forma de raio da ponta da

ferramenta resultou em variação da espessura do cavaco. Com o movimento de

avanço a maior espessura (praticamente igual a metade do avanço) ocorreu junto a

aresta transversal e na ponta da cunha da ferramenta a espessura foi reduzida para

quase zero, semelhante ao que ocorre em fresas de topo esféricas.

(a) (b)

Figura 5.50 - Forma dos cavacos na furação do CGI. (a) cavaco helicoidal 13x e (b)

cavaco em lasca 20x.

Capítulo 6 Conclusões e Sugestões

130

6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES

6.1 CONCLUSÕES

A usinagem do ferro fundido vermicular apresenta-se ainda como um desafio

para a produção de blocos de motores em escala. A sua baixa usinabilidade

principalmente em processos como a furação, onde há fatores como a velocidade de

corte variável e a dificuldade em expulsar os cavacos, acelera o mecanismo de

desgaste da ferramenta. Este estudo contribuiu para se conhecer melhor a influência

da geometria da ponta broca no processo de furação confirmando os resultados

encontrados por outros pesquisadores e ampliando a pesquisa sobre este material.

As conclusões obtidas neste estudo são:

O monitoramento do desgaste, a análise da superfície da broca no MEV e a

análise por espectrometria em seis estágios da vida da ferramenta mostraram que

independente da geometria testada o mecanismo predominante de desgaste é o de

abrasão. Entretanto a adesão esteve presente em todas as etapas da vida

ferramenta. A região da ponta da broca é a área de maior concentração das tensões

e esforços onde se nota a maior intensidade do desgaste. A marca de desgaste

mostrou-se mais uniforme para a geometria C que por não apresentar uma ponta

aguda distribuiu melhor o desgaste ao longo da aresta, o que possivelmente explica

o seu melhor desempenho.

Entre as condições estudadas nesta pesquisa a vida da ferramenta foi aplicada

como um dos critérios mais importantes, afinal para indústria esta tem impacto direto

nos custo da usinagem. A variação da velocidade de corte neste estudo mostrou ser

um fator significativo tendo influência direta na vida da ferramenta. Para todas as

geometrias testadas um aumento de 25% na velocidade de corte reduziu a vida da

ferramenta aproximadamente pela metade. Contudo variando a geometria da

ferramenta obteve-se um melhor desempenho com a geometria C comparando as

outras duas geometrias testadas neste estudo. As pontas da broca foram às regiões

mais solicitadas, logo as geometrias B e C que apresentaram alguma forma de

redução da concentração de tensões nesta área proporcionaram o melhor

desempenho. A geometria C atingiu o dobro da vida da ferramenta com geometria A.

Capítulo 6 Conclusões e Sugestões

131

O fato de não apresentar uma ponta frágil, praticamente unindo as guias da broca,

resultou em um desgaste mais uniforme nas arestas de corte da ferramenta.

Na avaliação da qualidade do produto do processo de furação a análise

dimensional dos furos mostrou que estas geometrias têm capacidade de produzir

furos com tolerância na faixa de IT9 a IT10. Os índices Cp e Cpk mostram que em

todas as condições de trabalho testadas o processo é estável e está sob controle.

Contudo a geometria B apresentou o melhor resultado. Os furos com esta geometria

não se afastaram muito do valor nominal e a dispersão dos resultados foi a menor

que para as outras duas geometrias. A velocidade de corte neste caso não afetou

de forma significativa o erro dimensional dos furos. Acredita-se que esta estabilidade

esteja relacionada ao cuidado com o batimento da broca na montagem e com a

própria rigidez do sistema de fixação térmico. Os erros geométricos de circularidade

oscilaram entre 15 a 75 µm para as três geometrias. A geometria B apresentou o

melhor resultado em todas as condições de corte testadas. Notou-se uma relação

entre o erro geométrico e o desgaste da ferramenta. No final da vida da ferramenta

notou-se os maiores erros de circularidade, mostrando uma tendência em aumentar

o erro geométrico devido a pior condição de corte da ferramenta.

A análise do acabamento obtido em processos de furação normalmente é uma

tarefa difícil, pois se trata de um processo de desbaste no qual o acabamento é

obtido por outro processo. Contudo comparando-se as geometrias de afiação

testadas a geometria B apresentou novamente os melhores resultados com uma

rugosidade menor do início ao final da vida da ferramenta. Observou-se também que

o desgaste da ferramenta reduz a rugosidade da superfície do furo e as dispersões

dos resultados são reduzidas no final da vida da ferramenta. Notou-se também que

há uma tendência da rugosidade reduzir com o aumento do desgaste, melhorando a

qualidade da superfície. Outra constatação durante a avaliação dos resultados da

rugosidade é que a qualidade da superfície é pior próxima à borda do furo. Os

valores de rugosidade nesta área foram superiores a medição realizada no fundo do

furo. Acredita-se que o efeito das vibrações da ferramenta na entrada do furo

resultante pela pequena área de contato entre as guias da broca e a parede furo e o

próprio atrito entre os cavacos e a parede do furo durante a expulsão do mesmo

sejam os principais fatores para o aumento da rugosidade na entrada do furo. A

velocidade de corte não afetou de forma significativa os resultados, entretanto os

Capítulo 6 Conclusões e Sugestões

132

maiores valores tanto para o parâmetro Ra quanto Rz foram obtidos na maior

velocidade de corte de 100 m/min.

O monitoramento dos esforços de corte no processo de furação foi um critério

importante para avaliar o comportamento das geometrias testadas neste estudo. Em

todas as condições de corte testadas a geometria C apresentou os maiores valores

para o momento torsor e para a força de avanço. O fato da geometria C ter a ponta

em forma de raio (4,5mm) apresentando uma seção de corte diferente das outras

duas geometrias e um maior comprimento de aresta foram descritos como principais

causas para este aumento, afinal existe uma relação direta entre a espessura do

cavaco e as forças de corte e de avanço. A velocidade de corte exerceu influência

nos esforços de corte tendo uma relação direta com o momento torsor aplicado à

ferramenta. A força de avanço sofreu mudanças significativas em função da

velocidade de corte, contudo nota-se um incremento nos esforços de corte com o

aumento do desgaste da ferramenta.

A análise das vibrações do sistema máquina-ferramenta demonstra a relação

entre a importância da rigidez do sistema para se atingir bom desempenho no

processo de furação sendo este um dos fatores determinantes para minimizar os

erros dimensionais e geométricos e a própria qualidade da superfície dos furos. A

geometria B apresentou um sistema mais estável e a princípio os chanfros nas

pontas da cunha atenuaram as vibrações do sistema. A velocidade de corte não

apresentou variações significativas para as três condições de corte testadas,

entretanto a 100 m/min notou-se um aumento na dispersão dos resultados. As

geometrias A e C tiveram resultados semelhantes neste quesito sendo que

estatisticamente não há diferença significativa para as vibrações efetivas do sistema.

O sinal de emissão acústica mostrou-se sensível para identificar mudanças no

estado de corte da ferramenta. Há uma nítida tendência de aumento na intensidade

do sinal a medida que a ferramenta sofre o desgaste, entretanto as características

do processo de furação dificultaram a identificação de avarias na ferramenta durante

o mesmo. A geometria B apresentou o sinal de EA com maior intensidade e um

maior desvio padrão caracterizando um fator de recalque maior nesta geometria.

Neste estudo, as geometrias A e C tiveram o mesmo comportamento sendo que

Capítulo 6 Conclusões e Sugestões

133

para um intervalo de confiança de 95% pode-se afirmar que estas apresentam o

mesmo espectro de EA.

Para finalizar a análise da integridade da superfície revelou existir uma camada

encruada encontrada com valores de espessura em torno de 3 µm. A estrutura ao

longo da parede do furo sofre uma mudança refinando a matriz perlítica e alinhando

as lamelas no sentido do corte da ferramenta o que caracteriza bem o mecanismo

de encruamento da superfície do furo. A medição da microdureza na matriz perlítica

mostra o aumento ao aproximarmos o ponto de medição da parede do furo.

Entretanto como a distância mínima de medição foi de 20 µm não foi possível se

determinar a dureza exatamente na orla de encruamento. A matriz ferrítica não

apresentou variação na sua dureza.

Mesmo tratando-se de uma operação comum no processo de fabricação, na

qual os erros dimensionais, geométricos e de acabamento não são os principais

requisitos de processo, este trabalho foi de grande interesse para empresa parceira.

Isto porque os dados e informações gerados foram utilizados para melhor

entendimento da usinagem do ferro fundido vermicular, assim como para otimização

da produção aliada à redução de custos com o aumento da vida das ferramentas de

furação utilizadas nas linhas de produção dos blocos de motores em ferro fundido

vermicular. Atualmente amostras da produção de blocos com a geometria C estão

sendo testadas com a expectativa de atingir o dobro da vida da ferramenta como

nos testes realizados em laboratório. Contudo a mudança somente será efetivada

após a análise do efeito da maior profundidade de furação em função da geometria

da ponta da broca.

6.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

A seguir, são colocadas algumas sugestões para futuros trabalhos relativos à

usinagem de ferros fundidos vermiculares:

• Aprofundar o estudo da furação de vermicular com outras geometrias de

ferramentas como brocas de canal reto e de múltiplas guias;

Capítulo 6 Conclusões e Sugestões

134

• Ampliar o estudo sobre a integridade da superfície do furo e da ferramenta, em

diversas condições de corte, durante a usinagem de ferro fundido vermicular;

• Sugere-se estudar os erros dimensionais e geométricos na furação dos ferros

fundidos cinzento e vermicular e sua otimização visando eliminação de

operação subseqüente de alargamento;

• Estudo sobre os efeitos do fluido lubri-refrigerante sobre as grandezas de saída

do processo, sobre o qual poderiam ser investigadas outras condições de

pressão, vazão ou concentração do fluido;

• Estudo do comportamento de outros materiais e revestimentos aplicados como

ferramenta de corte na furação do ferro fundido vermicular;

• Recomenda-se também ampliar o estudo focalizado na área de vibrações e

emissão acústica para o conhecimento de suas conseqüências no processo de

furação do vermicular;

• Sugere-se desenvolver um modelo para o comportamento da furação de ferro

fundido vermicular através de elementos finitos com o objetivo de definir a

geometria adequada para o processo.

Referências

135

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Anexo A - Relatório de Ensaios Mecânicos

141

ANEXO A - RELATÓRIO DE ENSAIOS MECÂNICOS

Rua Albano Schmidt,

3333.

CEP 89220-100 - JOINVILLE SC

Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637

Data: 16/04/2008

CLIENTE

Sociedade Educacional de Santa Catarina

Instituto Superior Tupy

Prof Valter Vander de Oliveira

MÁQUINA: EMIC DL30000N MÉTODO DE ENSAIO: Tração cilíndrica

PROGRAMA: TESC versão 3.04

IDENT. AMOSTRA: Corpos de prova de Ferro Fundido Vermicular (CGI)

QUANTIDADE: 33 pçs

Corpo

Prova

Diâm

(mm)

Compr.

Base

(mm)

Área

(mm

)

Tensão

Escoam

ento

(Mpa)

Tensão

ruptura

(Mpa)

Deforma

ção (mm)

Def.

Específica

(%)

Força

Máxima

(Kgf)

CP 01 11,86 60 110,47 327,06 406,13 2,70 4,50% 4575,10

CP 02 11,92 60 111,59 253,70 264,45 1,20 2,00% 3009,23

CP 03 11,91 60 111,41 315,93 349,44 1,90 3,17% 3969,75

CP 04 12,11 60 115,18 335,03 416,01 2,87 4,78% 4886,01

CP 05 11,86 60 110,47 340,53 368,20 1,83 3,05% 4147,86

CP 06 12,02 60 113,47 325,26 404,82 3,14 5,23% 4684,22

CP 07 11,80 60 109,36 353,57 422,46 2,68 4,47% 4710,99

CP 08 12,05 60 114,04 267,38 271,87 1,18 1,97% 3161,59

CP 09 11,90 60 111,22 313,70 387,52 2,86 4,77% 4394,94

CP 10 12,00 60 113,10 307,42 380,37 2,95 4,92% 4386,70

CP 11 11,95 60 112,16 268,87 275,99 1,21 2,02% 3156,45

CP 12 12,15 60 115,94 284,41 285,79 1,24 2,07% 3378,82

CP 13 11,95 60 112,16 349,53 416,24 2,41 4,02% 4760,41

CP 14 12,10 60 114,99 355,70 432,94 2,58 4,30% 5076,46

CP 15 11,90 60 111,22 302,54 374,63 3,05 5,08% 4248,75

Anexo A - Relatório de Ensaios Mecânicos

142

CP 16 12,05 60 114,04 304,29 377,22 2,98 4,97% 4386,70

CP 17 11,86 60 110,47 327,06 406,13 2,70 4,50% 4575,10

CP 18 11,92 60 111,59 253,70 264,45 1,20 2,00% 3009,23

CP 19 11,91 60 111,41 315,93 349,44 1,90 3,17% 3969,75

CP 20 12,11 60 115,18 335,03 416,01 2,87 4,78% 4886,01

CP 21 11,86 60 110,47 340,53 368,20 1,83 3,05% 4147,86

CP 22 12,02 60 113,47 325,26 404,82 3,14 5,23% 4684,22

CP 23 11,80 60 109,36 353,57 422,46 2,68 4,47% 4710,99

CP 24 12,05 60 114,04 267,38 271,87 1,18 1,97% 3161,59

CP 25 11,90 60 111,22 313,70 387,52 2,86 4,77% 4394,94

CP 26 12,00 60 113,10 307,42 380,37 2,95 4,92% 4386,70

CP 27 11,95 60 112,16 268,87 275,99 1,21 2,02% 3156,45

CP 28 12,15 60 115,94 284,41 285,79 1,24 2,07% 3378,82

CP 29 11,95 60 112,16 349,53 416,24 2,41 4,02% 4760,41

CP 30 12,10 60 114,99 355,70 432,94 2,58 4,30% 5076,46

CP 31 11,90 60 111,22 302,54 374,63 3,05 5,08% 4248,75

CP 32 12,05 60 114,04 304,29 377,22 2,98 4,97% 4386,70

CP 33 12,10 60 112,14 340,52 368,22 1,88 4,65% 4146,80

Média

11,97 60,00 112,55 312,81 364,63 2,30 4,45% 4183,37

Desvio

Padrão

0,10 0,00 1,91 31,60 58,10 0,75 0,1 663,83

Coef.

Var

0,8% 0,0% 1,7% 10,1% 15,9% 32,4% 32,4% 15,9%

Mínimo

11,80 60,00 109,36 253,70 264,45 1,18 2,00% 3009,23

Máximo

12,15 60,00 115,94 355,70 432,94 3,14 5,23% 5076,46

Lawrence Lênin Vicente

Laboratorista de Ensaios mecânicos - SOCIESC - Joinville

e-mail: lawrence@sociesc.org.br

Anexo B - Relatório de Inspeção das brocas

143

ANEXO B - RELATÓRIO DE INSPEÇÃO DAS BROCAS

Rua Montezuma de Carvalho

391A

CEP 89224-140 - JOINVILLE SC

The Tool Company

Jardim Iririú

Fone: 47 3437-4158 Fax 47 3437-3380

joinville@guhring.com.br

Data: 18/01/2008

CLIENTE

Sociedade Educacional de Santa Catarina

Instituto Superior Tupy

Prof Valter Vander de Oliveira

ITEM: Broca MD RT100 D6,0 5xD

DESENHO: GBJ0808

QUANTIDADE: 12 pçs

Ferramenta N

: 01

CARACTERÍSTICAS ESPECIFICADO

ENCONTRADO

RESULTADO

Diâmetro 6

-0,018

5,982 APROVADO

Ângulo da ponta 140º

-3º

140º APROVADO

Ângulo de saída (hélice) 25º

-1º

25º APROVADO

Batimento no diâmetro 0,015 0,000 APROVADO

Batimento no ângulo de ponta 0,015 0,006 APROVADO

Largura da guia 0,4

-0,1

0,36 APROVADO

Espessura do núcleo 1,0

-0,1

0,96 APROVADO

Comprimento total 82

-1,5

81,76 APROVADO

Visual APROVADO

Para esclarecer maiores dúvidas, teremos prazer em atendê-lo.

Marcelo A. Breis

Técnico em Qualidade - Guhring Joinville

e-mail: [email protected]

Anexo C - Laudo Técnico da inspeção das Brocas

144

ANEXO C - LAUDO TÉCNICO DA INSPEÇÃO DAS BROCAS

0 0 0 0,015 0 0 0,015

-1,5 -0,009 -0,018 0 -3 -1 0

80,500 82,0 5,991 6,000 5,982 6,000 0,000 0,015 137 140 24 25 0,000 0,015

Média

Desvio Pad

Máximo

Mínimo

Amplitude

Responsável: Marcelo A Breis Assinatura: __________________________

G / 08.

AUDO

ÉCNICO

Página 1 /1 .

Cliente: SOCIESC - Instituto Superior Tupy - Valter

0,0 0,0 0,010

Data: 18/01/2008

0,95 0,008 0,009 0,010

140 24 0,010

80,54 5,991 5,982 0,000 140 24 0,000

81,49 5,999 5,991 0,010

140 24 0,007

0,28 0,003 0,004 0,004 0,0 0,0 0,003

80,92 5,99 5,99 0,00

140 24 0,010

80,80 5,994 5,984 0,002 140 24 0,008

80,81 5,991 5,982 0,005

140 24 0,007

80,76 5,999 5,991 0,003 140 24 0,009

80,78 5,992 5,985 0,008

140 24 0,008

81,02 5,995 5,986 0,006 140 24 0,010

80,88 5,996 5,990 0,005

140 24 0,000

80,96 5,992 5,982 0,009 140 24 0,007

80,54 5,992 5,982 0,000

140 24 0,000

80,80 5,998 5,984 0,010 140 24 0,009

81,42 5,995 5,990 0,010

140 24 0,006

81,49 5,996 5,990 0,000 140 24 0,010

80,76 5,992 5,982 0,000

Ponta (°) saída (°) da ponta (mm)

82 6 6 0 140 25 0

Total (mm) Haste (mm) Ponta (mm)

no diâmetro (mm)

O.P.: Quantidade Analisada: 12 pçs

Peça

Comprimento Diâmetro da Diâmetro Batimento Ângulo da Ângulo de Batimento

Ferramenta:Broca MD Ø 6,0 mm (5xD) s/ RI

Desenho: GBJ0808 Última Revisão: Código:

Brasil Ferramentas

Anexo D - Relatório de Vida da Ferramenta

145

ANEXO D - RELATÓRIO DE VIDA DA FERRAMENTA

Rua Albano Schmidt,

3333.

CEP 89220-100 - JOINVILLE SC

Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637

Data: 03/03/2008

MÁQUINA: Centro de Usinagem FV600- FEELER

FERRAMENTA: Broca Ø 6 mm - afiação de ponta tipo B (RT100U)

IDENT. AMOSTRA: Corpos de prova de Ferro Fundido Vermicular (CGI)

CP N

: 02 e 08 - Dureza: 177 HB

DADOS TECNOLÓGICOS:

Rotação = 4244 rpm

Avanço = 637 mm/min

Prof Furação = 30 mm

Diâmetro efetivo da Broca = 5,996 mm

Altura de balanço = 72 mm

Batimento da ferramenta = 0,005 mm

Broca 1 Broca 2 Broca 3

Ferramenta

FURO

(m)

(min)

bmáx

0 0 0 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000

0,000

0,000 0,000

33 1 2 0,025 0,065 0,020 0,055 0,000

0,080

0,045 0,200

66 2 3 0,022 0,080 0,012 0,083 0,012

0,100

0,045 0,263

99 3 5 0,029 0,099 0,022 0,100 0,022

0,100

0,073 0,299

132 4 6 0,032 0,108 0,029 0,105 0,029

0,110

0,090 0,323

165 5 8 0,032 0,115 0,027 0,119 0,027

0,119

0,085 0,353

198 6 9 0,032 0,128 0,032 0,125 0,032

0,130

0,096 0,383

231 7 11 0,034 0,155 0,034 0,140 0,034

0,140

0,101 0,435

264 8 12 0,028 0,180 0,028 0,145 0,028

0,148

0,084 0,473

297 9 14 0,029 0,200 0,029 0,150 0,029

0,155

0,086 0,505

330 10 16 0,035 0,220 0,035 0,180 0,035

0,160

0,104 0,560

363 11 17 0,037 0,225 0,037 0,250 0,037

0,175

0,110 0,650

396 12 19 0,039 0,245 0,039 0,270 0,039

0,210

0,116 0,725

429 13 20 0,049 0,270 0,049 0,275 0,049

0,255

0,146 0,800

462 14 22 0,054 0,280 0,054 0,310 0,054

0,285

0,161 0,875

495 15 23 0,061 0,305 0,199

0,285

0,260 0,590

528 16 25 0,037

0,305

0,037 0,305

Leandro Henrique Lenzi

Laboratorista de Processos de Fabricação - SOCIESC - Joinville

e-mail: leandro.len[email protected]

Anexo E - Relatório de Vida da Ferramenta

146

ANEXO E - RELATÓRIO DE VIDA DA FERRAMENTA

Rua Albano Schmidt,

3333.

CEP 89220-100 - JOINVILLE SC

Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637

Data: 03/03/2008

MÁQUINA: Centro de Usinagem FV600- FEELER

FERRAMENTA: Broca Ø 6 mm - afiação de ponta tipo C (RT100R)

IDENT. AMOSTRA: Corpos de prova de Ferro Fundido Vermicular (CGI)

CP N

: 02 e 08 - Dureza: 177 HB

DADOS TECNOLÓGICOS:

Rotação = 4244 rpm

Avanço = 637 mm/min

Prof Furação = 30 mm

Diâmetro efetivo da Broca = 5,996 mm

Altura de balanço = 72 mm

Batimento da ferramenta = 0,005 mm

Broca 1 Broca 2 Broca 3

Ferramenta

FURO

(m)

(min)

bmáx

máx

bmá

0,000

0,000 0,000

0,000

0,000 0,000

0,000

0,045 0,000

0,030 0,000

0,050

0,000 0,034

0,012

0,070 0,012

0,063 0,012

0,073

0,012 0,059

0,022

0,099 0,022

0,085 0,022

0,100

0,022 0,074

132

0,029

0,108 0,029

0,105 0,029

0,110

0,029 0,094

165

0,027

0,119 0,027

0,119

0,027 0,105

198

0,032

0,125 0,032

0,130

0,032 0,113

231

0,034

0,135 0,034

0,140 0,034

0,140

0,034 0,122

264

0,028

0,148 0,028

0,145 0,028

0,148

0,028 0,128

297

0,029

0,155 0,029

0,150 0,029

0,155

0,029 0,138

330

0,035

0,160 0,035

0,155

0,035 0,142

363

0,037

0,160 0,037

0,165 0,037

0,155

0,037 0,144

396

0,039

0,171 0,039

0,178 0,039

0,165

0,039 0,152

429

0,049

0,180 0,049

0,185 0,049

0,175

0,049 0,160

462

0,054

0,185 0,054

0,190 0,054

0,180

0,054 0,168

495

0,199

0,195 0,199

0,205 0,199

0,195

0,199 0,175

528

0,037

0,200 0,037

0,210 0,037

0,195

0,037 0,186

561

0,041

0,200 0,041

0,215 0,041

0,205

0,041 0,195

594

0,053

0,205 0,053

0,223 0,053

0,215

0,053 0,205

627

0,052

0,221 0,052

0,230 0,052

0,225

0,052 0,208

660

0,048

0,230 0,048

0,240 0,048

0,235

0,048 0,219

693

0,048

0,250 0,048

0,260 0,048

0,240

0,048 0,233

726

0,048

0,265 0,048

0,240

0,048 0,246

759

0,048

0,275 0,048

0,270 0,048

0,250

0,048 0,255

792

0,048

0,280 0,048

0,260

0,048 0,259

Anexo H - Relatório de Ensaios Mecânicos

147

825

0,048

0,280 0,048

0,260

0,048 0,267

858

0,048

0,285 0,048

0,290 0,048

0,275

0,048 0,280

891

0,048

0,290 0,048

0,305 0,048

0,275

0,048 0,286

924

0,048

0,310 0,048

0,290

0,048 0,289

957

0,048

0,290

0,048 0,294

990

0,048

0,320

0,048 0,305

Leandro Henrique Lenzi

Laboratorista de Processos de Fabricação - SOCIESC - Joinville

e-mail: leandro.len[email protected]

Anexo F - Relatório de Controle Dimensional e Geométrico

148

ANEXO F - RELATÓRIO DE CONTROLE DIMENSIONAL E

GEOMÉTRICO

Rua Albano Schmidt,

3333.

CEP 89220-100 - JOINVILLE SC

Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637

Data: 10/07/2008

CLIENTE

Sociedade Educacional de Santa Catarina

Instituto Superior Tupy

Prof Valter Vander de Oliveira

MÁQUINA: Circularímetro Taylor Hobbson e MMC Mitutoyo

IDENT. AMOSTRA: Placa de Ferro Fundido Vermicular (CGI)

BROCA: Ø 6 mm - Geometria A (afiação em S)

Furos

Diâmetro

(mm)

Circularidade

(µ

µµ

µm)

Cilindricidade

(µ

µµ

µm)

Batimento

(µ

µµ

µm)

Inclinação (

)

26,00

01 6,038

37,05

37,30 98,90 89,334

27,60

02 6,041

28,35

28,15 42,30 89,174

43,05

03 6,051

55,15

57,70 60,50 89,939

40,25

04 6,045

42,60

50,95 53,55 89,906

54,95

05 6,047

73,50

63,05 48,00 89,881

59,35

06 6,043

44,90

59,65 91,25 89,758

22,35

07 6,045

37,60

38,21 70,00 89,475

22,35

08 6,039

19,25

52,40 86,20 89,419

20,30

09 6,055

39,85

36,45 98,80 89,689

16,00

10 6,042

27,20

63,90 76,85 89,720

67,10

11 6,048

59,85

59,75 78,40 89,947

28,45

12 6,043

36,25

27,55 70,05 89,544

20,25

13 6,040

36,55

47,15 62,75 89,841

14 6,043 52,70 66,80 83,85 89,897

Anexo F - Relatório de Controle Dimensional e Geométrico

149

69,15

30,10

15 6,046

33,10

34,85 47,45 89,565

41,30

16 6,032

43,10

48,00 83,40 89,437

29,45

17 6,051

35,70

40,35 88,35 89,480

40,15

18 6,043

58,00

50,90 76,00 89,737

Média

6,042 38,94 44,10 75,55 364,63

Desvio

Padrão

0,007 14,30 9,47 31,60 0,194

Coef.

Var

0,08% 5,4% 3,9% 8,1% 1,5%

Mínimo

6,023 19,20 23,90 253,70 89,437

Máximo

6,062 73,50 63,05 355,70 89,947

Sandra Regina Bernardes Trapp

Laboratorista de Metrologia - SOCIESC - Joinville

e-mail: sandra@sociesc.org.br

Anexo G - Desenho da Broca - Geometria A

150

ANEXO G - DESENHO DA BROCA - GEOMETRIA A

Anexo H - Desenho da Broca - Geometria B

151

ANEXO H - DESENHO DA BROCA - GEOMETRIA B

Anexo I - Desenho da Broca - Geometria C

152

ANEXO I - DESENHO DA BROCA - GEOMETRIA C

AnexoJ - Relatório de Microdureza

153

ANEXO J - RELATÓRIO DE MICRODUREZA

Rua Albano Schmidt,

3333.

CEP 89220-100 - JOINVILLE SC

Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637

Data: 18/08/2008

CLIENTE

Sociedade Educacional de Santa Catarina

Instituto Superior Tupy

Prof Valter Vander de Oliveira

MÁQUINA: Durômetro DL30000N MÉTODO DE ENSAIO: Microdureza

IDENT. AMOSTRA: Corpos de prova de Ferro Fundido Vermicular (CGI)

QUANTIDADE: 3 pçs

AMOSTRA A AMOSTRA B AMOSTRA C

Superfície Ferrita Perlita Ferrita Perlita Ferrita Perlita

0,05mm 192 341 192 412 210 386

0,07mm 195 303 201 381 201 341

0,09mm 201 386 183 362 183 321

0,10mm 221 321 186 341 192 321

286

Núcleo

192 341 183 386 192 286

192 386 186 386 183 321

201 362 183 341 210 341

Teresinha

Laboratorista de Ensaios mecânicos - SOCIESC - Joinville

e-mail: [email protected]

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