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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
PR
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
JORGE EDUARDO GUENZA
ANÁLISE DO DESEMPENHO DO FRESAMENTO EM
ALTAS VELOCIDADES DE CORTE DO FERRO
FUNDIDO GG25 EM APLICAÇÃO INDUSTRIAL
CURITIBA
MARÇO – 2008
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JORGE EDUARDO GUENZA
ANÁLISE DO DESEMPENHO DO FRESAMENTO EM
ALTAS VELOCIDADES DE CORTE DO FERRO
FUNDIDO GG25 EM APLICAÇÃO INDUSTRIAL
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. Milton Luiz Polli, Dr.Eng.
CURITIBA
MARÇO – 2008
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TERMO DE APROVAÇÃO
JORGE EDUARDO GUENZA
ANÁLISE DO DESEMPENHO DO FRESAMENTO EM
ALTAS VELOCIDADES DE CORTE DO FERRO
FUNDIDO GG25 EM APLICAÇÃO INDUSTRIAL
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. Neri Volpato, Ph.D.
Coordenador de Curso
Banca Examinadora
_____________________________ _____________________________
Prof. Jefferson O. Gomes, Dr. Eng. Prof. Carlos Cziulik, Ph.D.
(ITA) (UTFPR)
______________________________ _____________________________
Prof. Neri Volpato, Ph.D. Prof. Milton Polli, Dr.Eng.
(UTFPR) (UTFPR)
______________________________
Prof. Paulo André C. Beltrão, Ph.D.
(UTFPR)
Curitiba, 28 de março de 2008
iii
Aos meus pais Reinaldo e Olinda
À minha amada esposa Kelly
iv
AGRADECIMENTOS
À minha esposa Kelly pela paciência e apoio nos momentos críticos.
Aos meus pais pela educação, incentivo e exemplo que fundamentaram minha
formação.
Ao professor Paulo André de Camargo Beltrão pela orientação e por acreditar na
realização do trabalho.
Ao professor Milton Luiz Polli pela co-orientação e pelas contribuições à elaboração
desta pesquisa.
À UTFPR por disponibilizar sua estrutura e os meios acadêmicos necessários à
condução das atividades.
À empresa Trützschler por ceder suas instalações e recursos usados na realização
dos experimentos.
Ao senhor Cláudio Przybycien e ao senhor Adriano Machado, pelo apoio prestado
durante a realização dos ensaios.
Ao senhor Paulo R.G. Santi, técnico da empresa Taegutech, por acreditar e investir no
desenvolvimento do ferramental necessário para aplicação no processo em estudo.
Aos senhores Alexandre Silva e Sander Gabaldo, da empresa Walter Tools, pelas
informações técnicas fornecidas.
A todos que de uma maneira ou de outra me auxiliaram na conclusão deste desafio,
meus sinceros agradecimentos.
v
“Transportai um punhado de terra todos
os dias e fareis uma montanha.”
(Confucio)
vi
GUENZA, Jorge Eduardo, Análise do Desempenho do Fresamento em Altas
Velocidades de Corte do Ferro Fundido GG25 em Aplicação Industrial, 2008
Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia
Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 134 p.
RESUMO
Os estudos das técnicas de usinagem a alta velocidade (HSC – High Speed
Cutting) começaram em meados do século passado. Desde então a evolução na
fabricação de ferramentas e desenvolvimento de máquinas especiais possibilitou a
disseminação de seus conceitos em alguns ramos específicos da manufatura.
Entretanto, a aplicação do método HSC em operações mais generalistas é ainda
bastante limitada pela necessidade de máquinas e ferramentas especiais. Para ampliar
o emprego destas técnicas este trabalho explora a aplicação da usinagem HSC em
operações de fresamento, usando máquina convencional. Para execução dos
experimentos foram desenvolvidas ferramentas especiais, para compensar as
deficiências do equipamento empregado nos ensaios. O fresamento HSC substituiu o
convencional em operações de corte tangencial de ferro fundido GG25. Diferentes
combinações de parâmetros de corte foram ensaiadas para obter as condições ótimas
de trabalho através da análise da variação da energia específica de corte. Como o
processo desenvolvido é inédito, foram utilizados métodos estatísticos para prever as
melhores condições de trabalho, já que para o tipo de operação em estudo não existiam
especificações prévias. Estas previsões foram confrontadas com os dados obtidos em
ensaios de vida de ferramenta, realizados ao final das atividades experimentais. Os
resultados das medições de energia de corte foram comparados com diferentes
métodos teóricos para determinação das forças de corte, buscando aquele que melhor
representasse o processo em estudo e possibilitasse determinar as melhores condições
de corte, sem necessidade de realização de grande número de experimentos. Dentre
estes, concluiu-se que o modelo matemático proposto por Altintas melhor representa o
processo. Ao final, os valores previstos pela análise da variação da energia específica
foram confirmados pela técnica tradicional de determinação das condições ótimas de
trabalho. A aplicação do HSC no processo em estudo substituiu o processo
convencional com redução significativa de custo e de tempo de usinagem.
Palavras-chave: Fresamento, Alta velocidade de corte, Materiais cerâmicos.
vii
GUENZA, Jorge Eduardo, Analysis of the Performance of High Speed Milling of
Gray Cast Iron GG25 in Industrial Applications, 2008 Dissertation (Engineering
Master of Science) – Program of Pos-graduation on Mechanical Engineering and
Materials Science, Technological University of Paraná, Curitiba, 134 p.
ABSTRACT
The studies of High Speed Cutting (HSC) techniques began in the middle of the
last century. Since then, the evolution of working tool fabrication and advance of special
machines has allowed the dissemination of its concept in some specifics branches of the
manufacture. However the application of the HSC methods in general operations is still
very limited due to the necessity of special machines and working tools. To extend the
use of these techniques this work explores the application of the HSC machining to
milling operations using conventional machine. To execute the experiments, special tools
were developed to compensate the deficiencies of the equipment used in the tests. The
HSC milling replaces the conventional operation in tangential cut of cast iron GG25.
Different combinations of cutting parameters were tested to reach the optimized
conditions of work through the analysis of variation in specific cutting energy. Statistics
methods were used to predict the best work conditions whereas the process is innovative
and the studied operation also doesn’t have previous specifications. These predictions
were confronted with the tool life tests, performed during the final phase of the
experimental activities. The results of cutting energy measurements were compared to
different theoretical methods to determine the cutting forces, looking for which one best
represents the studied process and allows to determine the best cutting conditions,
without needing to perform a large number of tests. Among them, it was concluded that
the mathematic model proposed by Altintas best represents the process. At the end, the
values predicted by analysis of specific cutting energy were confirmed by the traditional
technique for the determination of optimal work conditions. The application of HSC in the
studied process has replaced the conventional process with significant reduction of cost
and machining time.
Keywords: Milling, High Speed Cutting, Ceramics Materials.
viii
GUENZA, Jorge Eduardo, Analyse von dem Verhalten von
Hochgeschwindigkeitsfräsen aus Grauguss GG25 in der Betriebsanwendung ,
2008 Dissertation (Magister der Ingenieurwissenschaft) - Programm von Pos-Graduation
in dem Maschinenbau und Materialwissenschaft, Technik Universität vom Paraná,
Curitiba, 134 p.
ZUSAMMENFASSUNG
Die Teschnischeuntersuchungen für Hochgeschwindigkeitsbearbeitung (HSC –
High Speed Cutting) wurden in der letzter Jahrhundertmitte angefangen. Von da an
wurde ihr Konzept durch die Evolution der Werkzeuge und Entwicklung von besondere
Maschinen zu einigen spezifischen Fertigungsbereiche ausbreitet. Trotzdem ist die
Anwendung von HSC-Methoden in generellen Verfahren noch sehr gering, weil
besondere Maschinen und Werkzeuge erfordert werden. Um diese Technik des HSC-
Fräsverfahren zu erweitern, untersucht man die Benutzung von konventioneller
Maschine. Besondere Werkzeuge wurden zu den Versuchen entwickelt, um die
Schwächen der benutzten Maschine zu kompensieren. Das HSC-Fräsen ersetzt den
konventionellen Arbeitsgang beim Unfangsfräsen von Grauguss GG25. Verschiedene
Zusammenstellungen von Schnittparametern wurden geprüft, um die optimierten
Arbeitsbedingungen zu finden, durch die Analyse in der spezifischen
Schnittkraftänderung. Da der Prozess neuartig ist, hat der untersuchte Arbeitsgang also
keine vorige Spezifikation. Deshalb wurden Statistikmethoden verwendet, für die besten
Arbeitsbedingungen vorauszusagen. Am Ende der Versuche wurden diesen
Voraussagen mit der Werkzeugstandzeitprüfung verglichen. Die Messungsergebnisse
wurden mit verschiedene theoretische Methoden zur Bestimmung von Schnittkraft
verglichen, um herauszufinden welche Methode den Prozess besser darstellt und welche
die besten Schnnittbedingungen festlegt, ohen eine grosse Anzahl von Versuchen
auszuführen. Unter diesen Methoden wurde festegestellt, dass das mathematisches
Model von Altintas diesen Prozess am besten darstellt. Schließlich wurden die
vorausgesagten Werte bestätigt durch die Spezifische-Schnittkraftanalyse gegen die
tradionellen Techniken zur Bestimmung von optimierten Arbeitsbedingungen. Die
Anwendung von HSC zum versuchten Prozess hat den konventionellen Prozess mit
erheblich Kosten und Bearbeitungszeit-Einsparung ersetzt.
Stichwörter: Fräsen, Hochgeschwindigkeitsbearbweitung, Keramischewerkstoffe.
ix
SUMÁRIO
RESUMO.................................................................................................................... vi
ABSTRACT ............................................................................................................... vii
ZUSAMMENFASSUNG ............................................................................................viii
SUMÁRIO................................................................................................................... ix
LISTA DE FIGURAS .................................................................................................. xi
LISTA DE TABELAS .................................................................................................xiii
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ................................................................... xiv
LISTA DE SÍMBOLOS ............................................................................................... xv
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 1
1.1.3 Execução das Atividades .....................................................................................................4
2 USINAGEM HSC: CONTEXTO E TENDÊNCIAS ................................................. 6
2.1 Processo de Fresamento .........................................................................................................6
2.1.1 Fresamento concordante .....................................................................................................8
2.1.2 Fresamento discordante .......................................................................................................8
2.1.3 Acabamento superficial ..................................................................................................... 10
2.2 Características do Fresamento HSC ..................................................................................... 10
2.3 Programação de Usinagem ................................................................................................... 17
2.4 Geometria de Corte no Processo de Fresamento ................................................................ 18
2.4.1 Condições de contato ........................................................................................................ 20
2.4.2 Definição da geometria de corte ....................................................................................... 22
2.5 Materiais para Ferramentas de Corte Utilizados em HSC .................................................... 24
2.5.1 Metal duro .......................................................................................................................... 24
2.5.2 Revestimentos para ferramentas ...................................................................................... 26
2.5.3 Cerâmicos ......................................................................................................................... 27
2.5.4 Nitreto Cúbico de Boro ...................................................................................................... 33
2.6 Consumo de Ferramentas na Usinagem .............................................................................. 34
2.6.1 Mecanismos de desgaste da ferramenta .......................................................................... 35
2.6.2 Avarias nas ferramentas.................................................................................................... 37
2.7 Desenvolvimento de Ferramentas de Corte Especiais ......................................................... 41
2.7.1 Avaliação preliminar .......................................................................................................... 42
2.7.2 Material de corte ................................................................................................................ 43
2.7.3 Sistema de fixação de insertos ......................................................................................... 43
2.7.4 Fabricação do suporte da ferramenta ............................................................................... 46
2.8 Variáveis Indicativas das Condições de Usinagem .............................................................. 47
2.8.1 Temperatura de corte ........................................................................................................ 47
2.8.2 Acabamento superficial ..................................................................................................... 49
x
2.9 Usinabilidade ......................................................................................................................... 49
2.9.1 Avaliação dos esforços de usinagem ................................................................................ 53
2.10 A Usinagem HSC do Ferro Fundido GG25 ........................................................................... 58
2.11 Condições Econômicas de Usinagem................................................................................... 60
2.12 Análise Estatística de Dados ................................................................................................. 66
2.12.1 Regressão ......................................................................................................................... 67
2.12.2 Análise de variância (ANOVA) .......................................................................................... 67
2.12.3 Método de Taguchi ............................................................................................................ 68
3 MATERIAIS E MÉTODOS .................................................................................. 70
3.1 Equipamento utilizado nos ensaios ....................................................................................... 73
3.2 Corpo de prova ...................................................................................................................... 73
3.3 Ensaios com Fresamento Frontal ......................................................................................... 75
3.3.1 Temperatura de corte ........................................................................................................ 77
3.3.2 Rugosidade ....................................................................................................................... 77
3.3.3 Potência ............................................................................................................................. 78
3.3.4 Ferramenta para faceamento ............................................................................................ 79
3.3.5 Equipamentos auxiliares ................................................................................................... 79
3.3.6 Método de ensaios ............................................................................................................ 80
3.4 Ensaios com Fresamento Tangencial ................................................................................... 81
3.4.1 Medições executadas ........................................................................................................ 83
3.4.2 Ferramentas desenvolvidas para corte tangencial ........................................................... 84
3.4.3 Organização de experimentos com corte tangencial ........................................................ 87
4 RESULTADOS OBTIDOS .................................................................................. 90
4.1 Ensaios com Faceamento ..................................................................................................... 90
4.2 Ensaios com Fresamento Tangencial ................................................................................... 96
4.2.1 Ensaios com ferramenta simplificada ................................................................................ 96
4.2.2 Ensaios com a ferramenta definitiva ................................................................................. 99
4.2.3 Cálculo Segundo o Modelo de Altintas ........................................................................... 108
4.2.4 Comparação entre os métodos de cálculo ...................................................................... 110
4.2.5 Velocidade de máxima produção .................................................................................... 111
4.2.6 Experimentos comprobatórios ......................................................................................... 113
4.3 Avaliação econômica dos resultados .................................................................................. 118
5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES ...................................................................... 119
5.1 Conclusões .......................................................................................................................... 119
5.2 Recomendações para Trabalhos Futuros ........................................................................... 122
REFERÊNCIAS ....................................................................................................... 125
PRODUÇÃO CIENTÍFICA NO PERÍODO ............................................................... 133
ANEXO – FOTOS ILUSTRATIVAS ......................................................................... 134
xi
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 – Métodos usuais de fresamento: .............................................................. 7
Figura 2.2 – Técnicas de fresamento: ......................................................................... 9
Figura 2.3 – Variação da temperatura em função de v
c
............................................ 11
Figura 2.4 – Geometria da zona de corte .................................................................. 12
Figura 2.5 – Comportamento teórico da força de corte (F
c
) e suas componentes .... 13
Figura 2.6 – Faixa de velocidades de corte HSC para diferentes materiais .............. 14
Figura 2.7 – Coloração e forma do cavaco em diferentes v
c
..................................... 16
Figura 2.8 – Definição da geometria de corte no fresamento tangencial .................. 18
Figura 2.9 – Formas de contato em função dos ângulos de corte............................. 21
Figura 2.10 – Ângulo de saída e a distribuição da pressão de corte ...................... 23
Figura 2.11 – Dureza a quente de alguns materiais de corte .................................... 25
Figura 2.12 – Morfologia da microestrutura do Sialon ............................................... 30
Figura 2.13 – Micrografia da superfície de ferramenta cerâmica Si
3
N
4
..................... 31
Figura 2.14 – Ferramenta danificada por trincas de origem térmica ......................... 38
Figura 2.15 – Lascamento da ferramenta ................................................................. 39
Figura 2.16 – Quebra da ponta da ferramenta .......................................................... 40
Figura 2.17 – Sistemas de fixação de insertos .......................................................... 45
Figura 2.18 – Desempenho dos diferentes sistemas de fixação de insertos. ............ 46
Figura 2.19 – Diferentes formas de cavaco. .............................................................. 51
Figura 2.20 – Cavaco de GG25 usinado a 750 m/min. ............................................. 59
Figura 2.21 – Relação entre a velocidade de corte e o tempo de usinagem. ............ 62
Figura 2.22 – Relação entre a velocidade de corte e os custos de produção. .......... 66
xii
Figura 3.1 – Planejamento das atividades experimentais ......................................... 71
Figura 3.2 – Corpo de prova fixado ao dispositivo de usinagem. .............................. 75
Figura 3.3 – Geometria dos ensaios com faceamento. ............................................. 76
Figura 3.4 – Fresa usada para ensaios preliminares. ............................................... 79
Figura 3.5 – Geometria dos ensaios com fresamento tangencial. ............................. 82
Figura 3.6 – Ferramenta e inserto convencional. ...................................................... 84
Figura 3.7 – Fresa construída para a primeira etapa de fresamento tangencial. ...... 85
Figura 3.8 – Ferramenta definitiva. ............................................................................ 86
Figura 4.1 – Gráfico de potência consumida em relação à variação de v
c
................ 90
Figura 4.2 – Gráfico de variação de potência com os parâmetros de corte. ............. 92
Figura 4.3 – Variação da força de corte com a velocidade de corte. ......................... 93
Figura 4.4 – Gráfico de potência consumida no fresamento tangencial .................... 97
Figura 4.5 – Avaria do inserto, v
c
= 1000 m/min, f
z
= 0,12 mm, L
fz
= 36 m. ............... 98
Figura 4.6 – Ponto de descontinuidade na curvatura da peça .................................. 99
Figura 4.7 – Velocidade de avanço e potência efetiva de corte no 5° ensaio ......... 100
Figura 4.8 – Dependência da energia de corte com os parâmetros a
e
e f
z
.............. 102
Figura 4.9 – Dependência da energia de corte com os parâmetros v
c
e a
e
............. 102
Figura 4.10 – Dependência da energia de corte com os parâmetros f
z
e v
c
............ 103
Figura 4.11 – Divergência entre potência teórica e efetiva (v
c
x a
e
). ....................... 106
Figura 4.12 – Diferença percentual de potência recalculada (v
c
x a
e
). .................... 108
Figura 4.13 – Diferença percentual entre potência medida e calculada. ................. 109
Figura 4.14 – Variação do custo de usinagem C
v
com a velocidade de corte. ........ 113
Figura 4.15 – Evolução da avaria no flanco (V
b
) com o tempo de corte (t) ............. 114
Figura 4.16 – Avaria da ferramenta para v
c
= 1600 m/min ...................................... 116
Figura 4.17 – Avaria da ferramenta para v
c
= 1500 m/min ...................................... 117
xiii
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Influência da dureza na forma do cavaco ............................................. 15
Tabela 3.1 – Composição química dos lotes usados nos ensaios ............................ 74
Tabela 3.2 – Variação do posicionamento dos insertos durante as trocas ............... 78
Tabela 3.3 – Parâmetros de corte usados no faceamento ........................................ 81
Tabela 3.4 – Variação dos parâmetros no teste da ferramenta tangencial ............... 87
Tabela 3.5 – Variação dos parâmetros nos testes principais .................................... 88
Tabela 4.1 – Rugosidade (R
a
) e temperatura da peça (T) no faceamento ................ 95
Tabela 4.2 – Resultado das medições em relação aos parâmetros de corte .. 101
Tabela 4.3 – Análise de variância dos ensaios principais ....................................... 104
Tabela 4.4 – Comparação da potência medida (P) com a potência teórica (P
t
) ...... 105
Tabela 4.5 – Relação de potências recalculada ...................................................... 107
Tabela 4.6 – Variação de sobremetal na peça na profundidade a
e
= 1 mm ............ 110
Tabela 4.7 – Comparativo entre os métodos de cálculos de potência .................... 111
xiv
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ANOVA
- Analysis Of Variance (Análise de Variância)
CAD
- Computer Aided Design (Projeto Auxiliado por Computador)
CAM
- Computer Aided Manufacturing (Manufatura Auxiliada por Computador)
CBN
- Cubic Boron Nitride (Nitreto Cúbico de Boro)
CNC
- Comando Numérico Computadorizado
CVD
- Chemical Vapour Deposition (Deposição Química de Vapor)
FoFo
- Ferro Fundido
GG
- Grau Guss (ferro fundido)
HSC
- High Speed Cutting (alta velocidade de corte)
HSM
- High Speed Machining (usinagem em alta velocidade) – High Speed
Milling (fresamento em alta velocidade)
NURBS
- Non Uniform Rational B-Spline
PTW
- Produktionsmanagement, Technologie und Werkzeugmaschinen
(Instituto de Gerenciamento da Produção, Tecnologia e Máquinas-
ferramentas)
PVD
- Physical Vapour Deposition (Deposição Física de Vapor)
Si
3
N
4
- Nitreto de Silício
xv
LISTA DE SÍMBOLOS
V
b
v
c
a
e
a
p
p
f
r
D
Z
L
fz
Q
Φ
Q
L
f
z
I
I
0
P
t
P
E
c
f
s
f
v
f
m
n
C
t
l
xvi
T
v
T
p
T
e
T
pr
t
t
b
t
d
t
p
t
s
t
tf
C
t
n
C
v
C
f
C
maq
C
p
F
c
R
n
R
t
h
m
k
c1.1
k
c
h
Capítulo 1 – Introdução 1
1 INTRODUÇÃO
A usinagem representa papel fundamental nos processos de fabricação dos mais
variados ramos da indústria mecânica. Dentre os diversos processos de usinagem, o
fresamento constitui um dos mais importantes pela sua produtividade e flexibilidade
(GROOVER, 2002). Os avanços tecnológicos nas áreas de ferramentas e
equipamentos tornam o fresamento cada vez mais abrangente e competitivo,
atingindo níveis de tolerâncias dimensionais cada vez mais exigentes. Além disso,
os excelentes níveis de acabamento e a obtenção de geometrias complexas
possibilitam a constante ampliação de sua aplicação na manufatura (DEWES et al.,
1999).
A evolução dos materiais de corte e das máquinas possibilitaram a aplicação
do corte a altas velocidades (HSC – High Speed Cutting) em produção, a partir da
década de 1980. Desde então o uso do fresamento HSC se difundiu principalmente
em três áreas da manufatura: na fabricação de autopeças, na indústria aeroespacial
e na produção de moldes e matrizes (DEWES et al., 1999, SCHÜTZER e SOUZA,
1999, POLLI, 2005). Em todos eles o principal fator que impulsionou sua aplicação
foi a redução de tempos de fabricação, seja do próprio processo de fresamento ou
de processos de acabamento posteriores.
No ramo aeroespacial, o uso de HSC além de reduzir os tempos de fabricação
possibilitou a usinagem de peças com paredes finas por causa da redução dos
esforços de usinagem (DEWES et al.,1999). O que também viabilizou a fabricação
de componentes monolíticos, que possibilitam aumento de resistência e redução de
peso (POLLI, 2005). Nestas aplicações, o HSC é usado principalmente na fabricação
de componentes integrais à base de ligas de alumínio e magnésio, com boa parte da
matéria-prima sendo removida durante o corte.
Na área da fabricação de moldes e matrizes, o HSC se difundiu, também pela
redução dos tempos de usinagem, mas principalmente por que possibilitou o uso de
ferramentas de diâmetros pequenos e conseqüentemente a obtenção de geometrias
mais próximas da geometria final da peça. Isto possibilita reduzir ou eliminar a
operação posterior de eletroerosão e também diminuir o tempo de polimento e
Capítulo 1 – Introdução 2
ajustagem final (HELLENO e SCHÜTZER, 2003, HOFFMAN et al., 2004, DEONISIO
et al., 2001, GOMES, 2001). O desenvolvimento da tecnologia HSC tornou possível
a usinagem de materiais duros, dispensando etapas posteriores de tratamento
térmico (HOFFMAN et al., 2004).
Como conseqüência destes fatos, as aplicações do HSC foram impulsionadas
pelos grandes volumes de fabricação, pelas necessidades especiais na usinagem de
materiais endurecidos ou grandes volumes de remoção de material. Para estes
casos foram concebidas máquinas especiais, com elevadas rotações de fuso e
velocidades de avanço, atendendo às necessidades dinâmicas do processo
(SCHÜTZER e SCHULZ, 2003). Nas aplicações típicas de HSC são utilizadas
ferramentas de pequenos diâmetros (normalmente menores do que 20 mm) e altas
rotações de fuso (até 100.000 rpm) (TOH, 2004) o que possibilita utilização de altas
velocidades de avanço para compensar as pequenas profundidades de corte
empregadas (SCHULZ, 2001). Algumas exceções a esta realidade são as operações
de faceamento de carcaças e blocos de motores no ramo automobilístico, onde são
empregadas ferramentas com diâmetros maiores e grande quantidade de dentes
para atingir elevadas taxas de remoção de material.
Durante as pesquisas verificou-se a necessidade de estender a aplicação dos
conceitos de corte a alta velocidade a outros setores da manufatura, visando
melhorar a competitividade da indústria brasileira no mercado global. A diminuição
dos tempos de fabricação é um dos constantes desafios da indústria nacional, para
redução dos custos, maior agilidade e flexibilidade de produção. Sob este enfoque,
os estudos realizados avaliaram dentre as operações de usinagem executadas na
empresa Trützschler, aquelas que dependiam maior tempo e maior consumo de
ferramental, identificando os maiores potenciais de resultados. O fator determinante
na escolha do processo a ser utilizado para realização dos experimentos foi a
redução de tempos, custos e a possibilidade de reproduzir os conceitos aplicados
em outras operações semelhantes tanto dentro quanto fora da empresa.
Após a análise preliminar, elegeu-se um conjunto de peças com volume e
regularidade de produção suficiente para execução de experimentos de longa
duração e cujos tempos de produção superavam em torno de 15% os tempos de
fabricação da matriz da empresa (Alemanha), o que aliado às condições de câmbio
Capítulo 1 – Introdução 3
inviabilizava as exportações. Após o estudo mais detalhado do processo de
fabricação da peça usada nos experimentos, constatou-se que a principal deficiência
se concentrava no ferramental empregado (embora já estivesse sendo empregada a
ferramenta comercial mais adequada ao processo na operação em estudo). Durante
testes preliminares verificou-se que a máquina utilizada teria potencial para usar
altas velocidades de corte, desde que ferramentas especiais fossem construídas e
materiais de corte adequados ao HSC fossem utilizados.
Este trabalho inicia o estudo de novas aplicações de fresamento HSC,
buscando adaptar alguns de seus conceitos que possibilitem o uso de máquinas
convencionais. Concomitantemente, avalia os requisitos mínimos de potência e
rotação para alcançar a faixa de alta velocidade de corte, e busca determinar as
condições ótimas de trabalho. Leva em conta, ainda, a viabilidade técnica e
econômica do processo.
1.1 Objetivos da Pesquisa
As atividades foram desenvolvidas para atender aos seguintes objetivos:
1.1.1 Objetivo geral
O objetivo principal deste trabalho é estudar a viabilidade técnica e econômica
da aplicação de HSC em operações de fresamento utilizando máquinas comuns,
desenvolvendo ferramentas especiais para compensar as deficiências destas
máquinas quando comparadas às especialmente construídas para HSC, e
determinar parâmetros ótimos de corte através de medições reproduzíveis em
ambiente fabril.
1.1.2 Objetivos específicos
O desmembramento do objetivo principal se traduz nos seguintes subtópicos:
Capítulo 1 – Introdução 4
a) Estudar as principais bibliografias pertinentes ao assunto para fundamentar
tecnicamente o desenvolvimento do processo e das ferramentas;
b) Verificar a possibilidade de aplicação do HSC em máquinas não preparadas
para este tipo de operação, analisando a resposta do equipamento às
solicitações dinâmicas mais severas;
c) Desenvolver ferramentas que possibilitem atingir a faixa de corte a alta
velocidade sem necessidade de altas rotações de fuso, obtendo redução de
tempos com viabilidade econômica;
d) Obter as faixas ótimas de trabalho para máxima produtividade e menor custo
de produção para a operação em estudo usando técnicas tradicionais e a
avaliação de energia consumida no corte. Verificar se existe correlação entre
os dois métodos que permitam que a medição de potência seja utilizada como
referência no estabelecimento dos parâmetros otimizados de corte;
1.1.3 Execução das Atividades
As pesquisas foram realizadas dentro das instalações da Universidade
Tecnológica Federal do Paraná e nas instalações da empresa Trützschler, atuante
no segmento de fabricação de maquinário têxtil, em parceria com o fabricante de
ferramentas de usinagem Taegutech que prestou o apoio técnico no
desenvolvimento das ferramentas.
O trabalho é dividido em cinco partes fundamentais:
Capítulo 1: apresenta uma introdução descrevendo o problema e uma breve
abordagem sobre o assunto.
Capítulo 2: relaciona a bibliografia envolvendo o fresamento HSC e as aplicações
atuais, usadas para embasar os experimentos executados.
Capítulo 3: descreve a metodologia e os materiais utilizados nos experimentos.
Capitulo 4: aborda o desenvolvimento das atividades experimentais e os respectivos
resultados. As atividades desta parte do trabalho são divididas em duas fases. Na
primeira fase, são elaborados testes preliminares com ferramentas já existentes para
Capítulo 1 – Introdução 5
reconhecimento das condições de processo. Na segunda fase, são utilizados os
dados preliminares para construção da ferramenta definitiva e desenvolvimento do
processo.
Capítulo 5: os resultados são avaliados criticamente e comparados com resultados
obtidos em outras pesquisas, encerrando com as conclusões e sugestões para
continuidade do trabalho.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 6
2 USINAGEM HSC: CONTEXTO E TENDÊNCIAS
2.1 Processo de Fresamento
O fresamento é um processo de usinagem em que se utilizam ferramentas
multicortantes de geometria definida, sendo caracterizado pela rotação da
ferramenta, movimento este responsável pela principal componente do movimento
de corte.
O fresamento pode ser diferenciado dos demais processos de usinagem com
rotação de ferramenta (e.g. furação, mandrilamento, rosqueamento, trepanação,
entre outros) pela atuação simultânea de somente parte das arestas de corte (corte
interrompido) e pelo deslocamento tanto da ferramenta quanto da peça durante a
operação de corte (GROOVER, 2002, WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).
A maior quantidade de eixos de movimentação possíveis de ser implementados
em um equipamento lhe confere grande flexibilidade, quando comparado a outros
processos de usinagem. Desta forma, o fresamento é utilizado na usinagem de
peças das mais variadas geometrias e tamanhos, na fabricação de peças com
complexidade e obtendo níveis de tolerância e acabamento superficial cada vez
melhores, à medida que as máquinas e ferramentas evoluem (HELLENO e
SCHÜTZER, 2003).
As altas taxas de remoção de material e a flexibilidade do processo fazem do
fresamento um dos processos mais importantes para a fabricação de componentes
mecânicos. GROOVER (2002) define o fresamento como uma operação na qual a
peça a ser usinada é alimentada contra uma ferramenta cilíndrica com arestas
multicortantes, onde o eixo de rotação da ferramenta é perpendicular à direção de
avanço. Esta orientação da ferramenta em relação à direção de avanço é uma das
características que diferencia a operação de fresamento da operação de furação,
pois nesta o movimento de avanço da ferramenta é paralelo ao seu eixo de rotação.
A ferramenta de corte usada no fresamento é chamada de fresa e as arestas
de corte são chamadas de dentes. A máquina que tradicionalmente executa a
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 7
operação de fresamento é chamada de fresadora. A maioria das superfícies geradas
pelo fresamento são superfícies planas (WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).
Entretanto, com a combinação dos movimentos de avanço (percurso da ferramenta)
e da forma da ferramenta, superfícies complexas podem ser obtidas. Devido à
variedade de superfícies possíveis e às altas taxas de remoção de material,
fresamento é o processo mais versátil dentre os processos de usinagem, sendo
amplamente utilizado na usinagem dos mais variados materiais.
No fresamento o processo de corte é interrompido. Isto é, o dente da fresa
entra e sai da peça a cada revolução da ferramenta o que sujeita os dentes a um
ciclo de forças de impactos e cargas térmicas a cada rotação, necessitando de
ferramentas com características adequadas, máquinas e sistemas de fixação de
elevada rigidez.
Existem várias maneiras de diferenciar e classificar os diferentes tipos de
fresamento. Uma das mais difundidas é adotada pela norma DIN 8589 (KÖNIG e
KLOCKE, 2002). Este trabalho adotará a classificação baseada na orientação do
eixo da ferramenta em relação ao movimento de avanço (Figura 2.1).
Figura 2.1 – Métodos usuais de fresamento:
(a) tangencial,(b) faceamento. Fonte: (GROOVER, 2002)
Segundo a classificação adotada, os tipos fundamentais são o fresamento
tangencial ou periférico e o fresamento frontal ou faceamento. Esta caracterização é
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 8
freqüentemente utilizada para diferenciar as operações básicas de fresamento.
Outros tipos de fresamento são variantes ou podem ser considerados combinação
deles. Como exemplo pode ser citado a geração de engrenagens, o fresamento de
canais, entre outros.
Existem duas técnicas fundamentais de fresamento. De acordo com sentido de
rotação em relação ao movimento de avanço ele pode ser classificado em
fresamento concordante ou fresamento discordante.
2.1.1 Fresamento concordante
No fresamento concordante ou para baixo, os movimentos de corte e avanço
têm aproximadamente o mesmo sentido. A característica principal desta técnica é
que a ferramenta empurra a peça contra a mesa da máquina, sendo recomendado
no caso de fixação deficiente. O principal inconveniente de sua aplicação é que há
uma componente que empurra a peça contra a ferramenta, gerando solavancos e
vibrações que impossibilitam a aplicação no caso de folgas no fuso das máquinas.
(SANDVIK-COROMANT, 2005, STEMMER 1995). Em contra partida, o início do
contato da ferramenta com a peça ocorre na porção mais larga do cavaco, evitando
o desgaste excessivo do flanco da ferramenta (vide seção 2.4). A desvantagem é
que na usinagem de materiais fundidos as inclusões e irregularidades superficiais
podem levar à redução da vida da ferramenta (WEINGAERTNER e SCHROETER,
2002).
2.1.2 Fresamento discordante
No fresamento discordante ou convencional, o sentido do movimento de corte é
contrário ao avanço, sendo favorável na aplicação em máquinas com folga. A
ferramenta tende a levantar a peça, exigindo sistemas de fixação mais rígidos. O
corte se inicia na espessura mínima do cavaco causando desgaste excessivo da
aresta de corte pelo recalcamento do material antes do início do corte (STEMMER,
1995, WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002). Por estes motivos, não é
recomendado seu uso em operações de fresamento HSC (SANDVIK - COROMANT,
2005, SCHULZ, 2001). Ele é vantajoso no caso da usinagem de materiais com
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 9
cascas endurecidas e inclusões superficiais, pois o corte se inicia na parte já usinada
da peça.
A Figura 2.2 mostra as características das duas técnicas de fresamento.
Figura 2.2 – Técnicas de fresamento:
A – discordante, B – concordante. Fonte: (STEMMER, 1995)
Nas operações de HSC é indicado o uso de corte concordante porque a força
de corte empurra a peça contra o dispositivo de fixação, aumentando a segurança
do processo (SANDVIK - COROMANT, 2005). Já no corte discordante ocorre
justamente o contrário podendo ocasionar o desprendimento da peça, o que em
altas velocidades oferece risco de graves acidentes. O corte concordante é mais
estável em relação ao discordante possibilitando maiores profundidades de corte,
por reduzir o empastamento na usinagem de materiais dúcteis como o alumínio, e
não haver o recalque de material durante a usinagem (POLLI, 2005). Este fenômeno
normalmente não é observado na usinagem de materiais frágeis como ferro fundido
(SCHULZ, 1989).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 10
2.1.3 Acabamento superficial
Igualmente a outras operações de usinagem, as operações de fresamento
podem ser subdivididas em fresamento de desbaste e acabamento.
As operações de desbaste têm o objetivo principal de obter a máxima taxa de
remoção de material, sem preocupação especial com o nível de acabamento
superficial obtido. As profundidades de corte também são geralmente maiores do
que nas operações de acabamento. Normalmente, são empregadas ferramentas
mais robustas para resistir à elevada força de corte e evitar o desgaste prematuro
(KÖNIG e KLOCKE, 2002, TOH, 2004).
As ferramentas usadas em operações de acabamento geralmente têm ângulos
de corte positivos para reduzir as forças de corte e obter melhor acabamento
superficial. A geometria mais aguda faz com que elas sejam mais frágeis do que as
ferramentas de desbaste. Em geral, o acabamento utiliza menores profundidades de
corte e são empregadas maiores velocidades de corte para obter o melhor
acabamento e chegar à geometria e às dimensões finais da peça (TOH, 2004).
Em algumas operações são feitos passes de usinagem intermediária definidos
como operações de semi-acabamento para melhorar a geometria e o acabamento
da peça e obter, no passe final de acabamento, melhores resultados
(WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).
2.2 Características do Fresamento HSC
Os primeiros experimentos com corte em alta velocidade, conhecida hoje como
HSC, também chamada High Speed Machining (HSM – usinagem em alta
velocidade) ou High Speed Milling (fresamento em alta velocidade), foram
desenvolvidos pelo Dr. Carl J. SALOMON entre 1924 e 1931 (SCHÜTZER e
SCHULZ, 2003). Na ocasião, ele utilizou uma serra de grande diâmetro para
execução de seus estudos porque não havia máquinas com rotação suficiente.
Nestes experimentos, SALOMON constatou uma redução das forças de corte e
avanço, e principalmente da temperatura com o aumento da velocidade de corte.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 11
Estes resultados impulsionaram novas pesquisas, principalmente porque
teoricamente, a partir de certa velocidade de corte, se poderia aumentar a
velocidade sem que houvesse aumento na taxa de desgaste da ferramenta. Mais
tarde experimentos de outros pesquisadores como KRONENBERG (1961), MCGEE
(1979) e SCHULZ (1989) provaram que algumas conclusões enunciadas por
SALOMON não eram corretas. Na verdade o que SALOMON percebera foi a
redução da temperatura da peça ao ultrapassar a região de transição, não
significando que a temperatura de corte diminua ao adentrar no regime HSC.
MCGEE (1979) apud DEWES et al. (1999) afirma que a temperatura de corte
continua a subir até próximo da temperatura de fusão do material da peça. Porém, a
partir de então não há acréscimo com o aumento da velocidade, sendo este o limite
teórico da temperatura na região de corte. A Figura 2.3 mostra que a temperatura
continua a aumentar gradativamente, mesmo ao ultrapassar a chamada zona de
transição entre o corte convencional e o HSC.
Figura 2.3 – Variação da temperatura em função de v
c
(a) segundo Salomon, (b) segundo McGee. Fonte: (DEWES et. al., 1999)
A diferença de comportamento mostrada na Figura 2.3 ocorre porque com o
aumento da velocidade há menos tempo para que o calor gerado no corte flua para
a peça. Conseqüentemente, a maior parte do calor é transportada pelo cavaco para
fora da região de corte possibilitando a usinagem praticamente sem o aquecimento
da peça. Com o aumento da velocidade de corte a temperatura na interface cavaco-
T [ °C]
a
b
v
c
[m/min]
zona de fusão do Al
1000
500
1500
1000
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 12
ferramenta continua a aumentar, sendo necessárias ferramentas especiais para
suportar o acréscimo da temperatura.
SAHM (1997) constatou que a temperatura na superfície de saída da
ferramenta sobe de cerca de 750ºC para 1100ºC ao aumentar a velocidade de corte
de 800 para 1600 m/min no fresamento de aço CK45 (equivalente ao ABNT 1045).
Ao mesmo tempo, parcela maior do calor é gerada na zona de cisalhamento
secundária (interface cavaco-ferramenta) devido às altas pressões e velocidades de
deslizamento, aumentando a temperatura e facilitando a deformação e o
escoamento do cavaco (HOU e KOMANDURI, 1997), explicando a redução nas
forças de corte percebidas em HSC (SCHULZ, 1989). A Figura 2.4 mostra as zonas
de cisalhamento primária e secundária, esclarecendo as principais regiões
responsáveis pela geração de calor durante o corte.
Figura 2.4 – Geometria da zona de corte
(STEMMER, 1993)
Embora as maiores taxas de deformação facilitem o encruamento do material,
o que dificultaria o corte, o aumento de temperatura predomina a partir da chamada
zona de transição, onde ocorre o equilíbrio dos dois fenômenos. Esta mudança no
mecanismo de formação do cavaco, dependendo do material, é o que
macroscopicamente confere a diferença entre o corte convencional e o corte em alta
velocidade. A alteração de comportamento contribui decisivamente para a
estabilidade do processo mesmo com a alta taxa de remoção de material e a alta
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 13
temperatura atingida durante o corte. A partir de certa velocidade a temperatura do
cavaco é tal que ocorre o amolecimento do material, facilitando o corte e causando a
redução das forças de corte (HOFFMAN et al., 2004, SCHULZ, 2001). Este
comportamento é ilustrado na Figura 2.5
Figura 2.5 – Comportamento teórico da força de corte (F
c
) e suas componentes
Adaptado de (HOFFMAN et al., 2004)
A Figura 2.5 mostra que a força de corte (F
c
) aumenta a partir das forças de
corte para velocidades convencionais (C), até certo limite de velocidade de corte
(V ), a partir da qual o cavaco começa a amolecer, reduzindo-se a força resultante. A
partir de certo ponto, porém, a força de corte volta a crescer superando os esforços
nas velocidades de corte convencionais.
Segundo o resumo de vários estudos apresentados na literatura, realizado por
SCHMIDT, FLEISCHER e PABST (2005), em operações convencionais de corte
sem o uso de meio lubri-refrigerante as parcelas de calor distribuídas variam
bastante. Entre 5,3 a 10% flui para a ferramenta de corte, 20 a 25% para a peça e
65 a 74,6% para o cavaco. Já no fresamento HSC menos de 2% do calor gerado é
transferido para a peça (SCHULZ, 1996, TOH, 2005), pois o tempo para o calor fluir
para a peça é menor por causa do aumento da velocidade do cavaco. Ou seja,
Força [N]
C
momentum
cisalhamento
V
c
[m/min]
V
resultante F
c
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 14
mesmo que haja um aumento da temperatura de corte a mudança no mecanismo de
formação permite que a temperatura da peça não sofra alteração, constituindo uma
das diferenças fundamentais entre o corte convencional e o HSC (SILVA, 1998,
TOH, 2005).
Estudos apontam que o benefício com aumento da velocidade de corte
somente é alcançado quando são ultrapassadas velocidades de corte sete a dez
vezes maiores do que as velocidades convencionais (SILVA, 1998). Este critério é
assim usualmente aceito para definir o corte HSC. A Figura 2.6 ilustra as faixas de
usinagem convencional e HSC, evidenciando sua dependência com a composição
do material (diretamente relacionado com a temperatura de fusão).
Figura 2.6 – Faixa de velocidades de corte HSC para diferentes materiais
Fonte: (SCHULZ, 1989)
Alguns pesquisadores usam somente o valor das velocidades convencionais
na usinagem de determinado material para classificação do processo HSC
(OLIVEIRA, 2003). Porém, como já comentado, basta ultrapassar a região de
transição para que o processo de usinagem tenha comportamento diferente. A
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 15
velocidade em que ocorre mudança na formação do cavaco e a conseqüente
alteração no comportamento do processo como um todo não é influenciada somente
pela composição, mas também pelo grau de deformação do material, que é
diretamente relacionado com a dureza do material. Assim, para uma mesma liga o
comportamento pode ser distinto dependendo das propriedades mecânicas do
material. Os resultados obtidos por HOU e KOMANDURI (1997), mostrados na
Tabela 2.1 ilustram esta diferença.
Tabela 2.1 – Influência da dureza na forma do cavaco
em diferentes velocidades de corte
Fonte: (HOU e KOMANDURI, 1997)
Dureza do
aço AISI 4340
(Hb)
Velocidade de corte na qual
se desenvolve por completo
o cisalhamento catastrófico
(m/min) (ft/min)
Velocidade de corte na qual
os cavacos são
completamente isolados
(m/min) (ft/min)
520
61 (200)
305 (1000)
325
244 (800)
976 (3200)
215
488 (1600)
1952 (6400)
Todavia é mais simples classificar o processo HSC baseado na velocidade de
corte convencional do que nas características físico-químicas do material, sendo por
isso a classificação mais difundida. Seguindo este princípio, a classificação mais
aceita para processo HSC, é aquela que situa as velocidades de corte entre cinco a
dez vezes maiores que as convencionais (OLIVEIRA, 2003).
Analisando ainda a mudança na temperatura da formação do cavaco nos
materiais dúcteis, o comprimento relativamente maior do cavaco possibilita a
diferenciação clara da geometria e da coloração ao ultrapassar a região de
transição, evidenciando a mudança nos mecanismos de corte. Como exemplo, em
alguns aços é possível identificar as marcas de revenimento devido às altas
temperaturas alcançadas no HSC. Estas diferenças são mostradas na Figura 2.7
obtidas por KRAJNIK e KOPAC (2004), em suas pesquisas com o aço X63CrMoV51,
usado na fabricação de moldes e matrizes.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 16
As setas nas fotografias da Figura 2.7 mostram que em velocidades de corte
(v
c
) maiores o cavaco muda da forma contínua para a forma serrilhada por causa
das altas taxas de deformação a que são submetidos. Além disso, foram observadas
regiões com coloração diferente com as chamadas marcas de revenimento (camada
branca) causadas pelas temperaturas elevadas na região de deslizamento do
cavaco contra a face da ferramenta.
Figura 2.7 – Coloração e forma do cavaco em diferentes v
c
Material X63CrMoV51. Fonte: (KRAJNIK e KOPAC, 2004)
Todas estas mudanças no processo de corte fazem com que a usinagem HSC
seja utilizada principalmente nos materiais de baixo ponto de fusão como as ligas de
alumínio, principalmente pela alta produtividade e pela redução dos esforços de
corte o que possibilita a usinagem de paredes finas sem deformação excessiva. Em
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 17
função disto, este acaba sendo um dos principais motivos de sua ampla aplicação
na indústria aeroespacial (DEWES et al., 1999).
As mudanças favorecem também o emprego na usinagem de materiais
endurecidos, pois a dureza facilita a mudança nos mecanismos de corte, sendo a
causa do sucesso da aplicação de HSM na indústria de moldes e matrizes. Com ela
é possível eliminar a necessidade de tratamentos térmicos posteriores pela
usinagem de ligas com dureza final (HOFFMAN et al., 2004) ou mesmo eliminar o
uso de eletroerosão para obter as formas finais, além é claro, da redução dos
tempos de polimento pela obtenção de melhor acabamento superficial (GOMES,
2001).
2.3 Programação de Usinagem
Nos comandos CNC preparados para o uso de HSC existem funções especiais
para otimizar os movimentos da máquina e melhorar a qualidade superficial e a
tolerância dimensional. Estas funções enviam um sinal ao comando da máquina
para que interprete os pontos marcados do programa numa única curva suavizada,
dentro de uma tolerância pré-definida, obtendo-se homogeneidade de movimentos.
No equipamento usado nos ensaios o fabricante do comando define estas funções
como funções de compressão (COMPRESS). Como exemplo as funções COMPCAD
e COMPCURV, especiais para o uso em interpolações nos programas HSC, podem
ser usadas para permitir ao CNC unir todos os pontos entre o início e fim do bloco de
programa em uma única curva e suavizar os movimentos dentro da precisão
dimensional desejada. A máquina deve, porém, estar preparada para responder às
solicitações dinâmicas impostas por estas funções (SIEMENS, 2004).
Outra opção disponível nos comandos SIEMENS são as funções de
suavização de transição de velocidades. A função SOFT (suave) funciona
justamente limitando a variação máxima da aceleração (derivada segunda da
velocidade), conferindo melhor controle na transição dos movimentos (SIEMENS,
2004).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 18
Alternativamente, para o controle do processamento dos blocos de programa
de maneira localizada, onde o tempo de processamento for superior ao de
execução, é possível utilizar as funções lookahead (olhar a diante). Ao ativá-la a
máquina só executa o comando após processados todos os blocos marcados dentro
do comando, para que haja continuidade de movimento (SCHÜTZER e SOUZA,
1999, HELLENO, 2001). Enquanto as informações não forem processadas a
máquina controla o tempo de execução para dar homogeneidade ao movimento.
2.4 Geometria de Corte no Processo de Fresamento
As principais características que definem a geometria de corte são
apresentadas na Figura 2.8.
Figura 2.8 – Definição da geometria de corte no fresamento tangencial
A definição da geometria é fundamental no desempenho da usinagem.
Variáveis como vida da ferramenta, esforços de corte e avanço, acabamento
superficial e vibrações durante a usinagem estão intimamente relacionados com a
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 19
geometria escolhida para a ferramenta. Desta forma é necessário definir as
principais grandezas que compõem a ferramenta (Figura 2.8) conforme a
nomenclatura definida pela norma NBR 6163 (ABNT 1980).
Superfície de saída: é a face da ferramenta, onde ocorre o escoamento do
cavaco durante o corte (FERRARESI, 1977, STEMMER, 1993);
Superfície de folga: também chamada de flanco, é a superfície localizada na
lateral da ferramenta onde ocorre o desgaste de flanco definido como V
b
, que é
comumente usado como critério para fim de vida da ferramenta. O flanco principal é
definido como principal responsável pelo corte do material, o flanco secundário é o
segundo flanco, não atuando diretamente na remoção de material. A classificação
dos flancos no fresamento depende da operação, se corte tangencial ou frontal. No
caso do fresamento tangencial o flanco principal é paralelo ao eixo da ferramenta
mostrado na Figura 2.8;
Aresta: são as arestas que limitam as superfícies de folga e saída da
ferramenta, constituindo as arestas de corte propriamente ditas. São formadas pela
interseção da face com os flancos principal e secundário, definindo as arestas
principal e secundária respectivamente (STEMMER, 1993). Nas arestas podem ser
utilizados arredondamentos ou chanfros para reforçar ou reduzir o desgaste do fio
de corte;
Ponta: é a interseção das arestas principal e secundária de corte. Normalmente
para reforçar a ferramenta, a ponta possui um raio para melhorar o acabamento
superficial, pois juntamente com o avanço de corte o raio de ponta é o principal
determinante da rugosidade teórica (KÖNIG e KLOCKE, 2002). O raio de ponta
também serve para evitar o “enganchamento” da ferramenta na peça no corte dos
materiais dúcteis (STEMMER, 1993);
Os ângulos da ferramenta são definidos em relação ao plano de referência,
ortogonal ao vetor que define o movimento de corte. Segundo o sistema de
referência adotado, os principais ângulos para definir a geometria de corte são:
Ângulo de saída ( ): é o ângulo definido pela face da ferramenta e o plano de
referência, medidos num plano ortogonal ao eixo da ferramenta no caso do corte
tangencial ou paralelo ao eixo no caso do corte frontal. Ela define o ângulo de
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 20
ataque com que a ferramenta corta a peça. No fresamento este ângulo é composto
do ângulo de saída axial (
p
) e radial (
f
). Em operações de acabamento são
empregados ângulos de saída positivos, pois as forças de corte são menores e em
geral o acabamento superficial é melhor (KÖNIG e KLOCKE, 2002). Já no desbaste
são usados ângulos de saída negativos, pois fortalecem a estrutura da ferramenta e
direcionam o início do corte para longe da aresta diminuindo a concentração de
esforços de corte (Figura 2.10). O efeito desfavorável do uso de ângulo negativo é
o aumento da pressão específica de corte o que causa o aumento do esforço de
usinagem. Além disso, o uso de valor muito negativo pode ocasionar desgaste de
cratera na face da ferramenta (STEMMER, 1993).
Ângulo de inclinação ( ): é definido pela face da ferramenta e o plano de
referência, medido no plano paralelo ao eixo da fresa no fresamento tangencial ou
medido no plano ortogonal ao eixo no fresamento frontal. O uso de ângulos de
inclinação negativos é benéfico nas ferramentas, pois distribui os esforços de corte
em porção maior da aresta, diminuindo a pressão sobre a face da ferramenta
(WEINGAERTER e SCHROETER, 2002). Entretanto valores negativos tendem a
gerar vibrações durante a usinagem por causa da maior região de contato. Ângulos
de inclinação positivos não são recomendados principalmente em operações de
desbaste, porque enfraquecem a cunha de corte, fragilizando a ponta da ferramenta.
Ângulo de posição da ferramenta (
r
): caracteriza o posicionamento da aresta
principal de corte, medido no plano de referência. A direção da aresta principal
depende da geometria que se deseja obter. O uso de ângulos iguais a 0° é
necessário no fresamento de cantos a 90°. Quando possível sua utilização, ângulos
de corte 45° ou maiores são indicados no faceamento, pois direcionam as reações
de corte para o centro da ferramenta possibilitando o uso de maiores avanços por
dente (f
z
) (SANDVIK - COROMANT, 2005).
2.4.1 Condições de contato
A combinação dos ângulos de inclinação e ângulo de saída altera a condição
de contato inicial entre a peça e a ferramenta, influenciando na carga sobre a aresta
de corte. Durante o corte os dentes da fresa executam um ciclo contínuo de entrada
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 21
e saída da região de corte, ocasionando um carregamento oscilante que pode levar
à rápida deterioração da aresta de corte. As diferentes formas de contato são
identificadas na Figura 2.9
Figura 2.9 – Formas de contato em função dos ângulos de corte
f
= ângulo de saída axial e
p
= ângulo de saída radial
Fonte: (WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002)
A Figura 2.9 ilustra que o ângulo de inclinação ( ) tem papel fundamental na
forma de contato no fresamento, da mesma maneira que a combinação do ângulo
de saída ( ) e da profundidade radial de corte (a
e
). A escolha correta dos ângulos de
corte determina as condições de entrada da ferramenta na peça, o que influencia
diretamente o comportamento de desgaste da ferramenta (WEINGAERTNTER e
SCHROETER, 2002).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 22
O contato pontual na ponta da ferramenta é a forma mais desfavorável de início
do corte. Denominada de contato S, esta forma de contato causa concentração de
tensões justamente na zona mais frágil da ferramenta.
A forma mais recomendada de contato é o tipo U, onde o início do contato no
ponto mais afastado da ponta, ocorrendo um carregamento gradativo da superfície
de corte.
As outras formas de contato são intermediárias entre o tipo S e U, com regiões
pontuais de contato inicial ou em forma de linha.
Assim como as condições de entrada da ferramenta na peça, as condições de
saída também têm papel fundamental na vida da ferramenta. Quando utilizada a
espessura de cavaco diferente de zero na saída do dente, como acontece no corte
discordante, a suspensão repentina da força de corte causa tensões de tração
sendo a principal causa de lascamento da ferramenta. Mesmo o uso de materiais de
corte de maior tenacidade não compensa as condições de saída desfavoráveis
(WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).
Para contornar as condições de contato desfavoráveis, o uso de chanfros na
aresta de corte proporciona maior resistência à ferramenta, porém aumenta os
esforços de corte (SHAW, 2005) e aumenta a temperatura na região de corte (TOH,
2005).
2.4.2 Definição da geometria de corte
A definição da geometria e conseqüentes ângulos de corte dependem
principalmente do tipo de usinagem. É preciso levar em consideração o nível de
acabamento requerido, a estabilidade do corte e a integridade da ferramenta para
especificação correta da geometria de corte.
Normalmente, nas operações de acabamento são utilizados ângulos de saída
positivos (STEMMER, 1993), pois a formação do cavaco é facilitada, obtendo-se
melhor acabamento superficial e menor esforço de corte.
Em contrapartida, nas operações de desbaste empregam-se normalmente
geometrias negativas (ângulos de inclinação e saída), pois conferem maior robustez
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 23
e resistência à cunha cortante (KÖNIG e KLOCKE, 2002). Os esforços de corte são
distribuídos numa área maior diminuindo a solicitação sobre a aresta da ferramenta,
porque o ponto de pressão máxima de corte fica localizado mais distante da
extremidade da ferramenta (STEMMER, 1993). Esta estratégia é particularmente
indicada na usinagem de ferro fundido, pois a pressão máxima na face da
ferramenta nesta classe de material se localiza mais próxima à aresta do que nos
materiais mais dúcteis como ligas de alumínio e aço. Como a pressão de corte é
orientada pela face da ferramenta, o ângulo de saída ( ) é decisivo na distribuição
de tensões na fresa, conforme indicado na Figura 2.10.
Figura 2.10 – Ângulo de saída e a distribuição da pressão de corte
Fonte: (STEMMER, 1993)
O uso de geometria negativa é particularmente indicado, então, nas
ferramentas cerâmicas para evitar as tensões de tração na saída da ferramenta que
são altamente prejudiciais nesta aplicação. Isto ocorre porque os materiais
cerâmicos possuem elevada resistência à compressão, mas quase nenhuma
resistência à tração. Neste caso, é comum o uso de chanfros para proteger a aresta
de corte (STEMMER, 1993).
Os principais inconvenientes dos ângulos negativos e chanfros é que os
esforços de corte são maiores pelo aumento da pressão específica de corte, além do
acabamento superficial tender a piorar por causa do recalque do material durante o
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 24
corte. Também, é preciso considerar que ângulos de saída muito negativos podem
ocasionar o aparecimento do desgaste em forma de cratera na face da ferramenta.
Na utilização de ferramentas cerâmicas, sobretudo em operações de desbaste,
são indicadas as geometrias duplamente negativas (contato tipo U da Figura 2.9)
para proteger a aresta de corte (WEINGAERTNER E SCHROETER, 2002, SCHULZ,
1989, STEMMER, 1993).
2.5 Materiais para Ferramentas de Corte Utilizados em HSC
Os principais materiais de corte usados na usinagem de ferro fundido em alta
velocidade de corte são apresentados a seguir.
2.5.1 Metal duro
Conforme DEWES et al. (1999) na usinagem de materiais de ponto de fusão
relativamente baixo, teoricamente não há limite de velocidade de corte. Como
exemplo, no fresamento de ligas de alumínio com metal duro praticamente não
existe limite de velocidade, pois o ponto de fusão destas ligas situa-se abaixo de
660°C e o metal duro suporta bem temperaturas acima de 800 °C. Em contrapartida,
TRENT e WRIGHT (2000) afirmam que nos materiais de maiores pontos de fusão
como ferro fundido e o aço, o fator limitante de velocidade de corte é o desgaste da
ferramenta. A temperatura de corte na usinagem das ligas ferrosas pode chegar
próxima a 1200°C, o que em muitos casos limita a aplicação do metal duro pela
baixa dureza à quente, sendo necessário o uso de revestimentos que protejam a
ferramenta contra o fluxo de calor e desgaste por difusão de componentes facilitada
pelo acréscimo da temperatura de corte (RENEVIER et al., 2003). Como exemplo, a
Figura 2.11 mostra a variação de dureza de alguns materiais de corte em função da
temperatura. A temperatura de corte é um dos principais parâmetros na seleção do
material usado na ferramenta. A Figura 2.11 ilustra a perda de dureza do metal duro
em temperaturas acima de 800°C, sendo necessário o uso de materiais de corte
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 25
mais resistentes à temperatura, na usinagem de ligas ferrosas em velocidades de
corte superiores.
Figura 2.11 – Dureza a quente de alguns materiais de corte
Fonte: (KÖNIG e KLOCKE, 2002)
A Figura 2.11 mostra a variação de dureza com a temperatura de diversos
materiais de corte. Materiais comuns como o aço-rápido e o metal duro convencional
apresentam redução considerável na dureza com aumento da temperatura. Acima
de 1000 °C a queda de dureza praticamente impossibilita sua aplicação como
ferramenta de corte. Por sua vez os materiais cerâmicos possuem dureza superior a
estes materiais e a mantém acima de 1000 HV 10, mesmo em temperaturas
próximas a 1100 °C, comuns na usinagem HSC de ligas ferrosas. Para viabilizar o
emprego das ferramentas de metal duro na usinagem desta classe de materiais em
velocidades de corte superiores foram desenvolvidas novas técnicas de fabricação
para obtenção de grãos menores (chamados de metal duro micro-grão), conferindo
maior resistência a altas temperaturas. Para aumentar a resistência à temperatura e
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 26
ao desgaste também são aplicados revestimentos sobre as ferramentas, conforme
apresentado na seção seguinte.
2.5.2 Revestimentos para ferramentas
Para aumentar a resistência ao desgaste das ferramentas, recorre-se ao uso
de revestimentos. Os revestimentos aplicados sobre a superfície da ferramenta
conferem maior resistência à temperatura, e conseqüentemente aumento da vida da
ferramenta, permitindo o uso de velocidades de corte e de avanço superiores
(KÖNIG e KLOCKE, 2002).
São empregadas basicamente duas técnicas de revestimento:
a) a deposição química de vapor (CVD);
b) a deposição física de vapor (PVD)
O PVD é usado principalmente para cobertura de ferramentas que necessitam
de aresta de corte viva, obtendo-se espessuras de camada relativamente finas
(cerca de 4 m) (SHAW, 2005). Já as coberturas obtidas por CVD normalmente
possuem espessuras que variam de 2 a 12 m, sendo por este motivo utilizado na
obtenção de revestimentos multicamadas (KÖNIG e KLOCKE, 2002, SANDVIK –
COROMANT, 1999).
A principal aplicação dos revestimentos é no recobrimento de ferramentas de
metal duro, aço-rápido e cerâmica. Segundo KÖNIG e KLOCKE (2002) e SHAW
(2005) os principais tipos de revestimento são:
a) TiC (carboneto de titânio): possui menor coeficiente de atrito que o metal duro e
baixa condutividade térmica, funcionando como um isolante, o que limita sua
aplicação no corte interrompido por causa da variação de temperatura, como
acontece no fresamento. A boa adesão sobre o metal duro faz com que também seja
empregado para ancoragem dos revestimentos multicamadas;
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 27
b) TiN (nitreto de titânio): maior estabilidade química e dureza do que o TiC,
sendo menos propício ao desgaste de cratera na usinagem de materiais ferrosos.
Revestimento usado em aplicações gerais (SHAW, 2005);
c) Al
2
O
3
(óxido de alumínio): devido a sua elevada fragilidade é
preponderantemente empregado em operações de torneamento, sendo susceptível
a quebras por choques mecânicos e térmicos. Sua aplicação sobre o metal duro
necessita de uma camada prévia de TiC para ancoragem ao substrato. A principal
vantagem é a isolamento térmico e elétrico por causa de sua baixa condutividade;
d) TiCN (carbonitreto de titânio): revestimento multicamada que concilia a
aderência do TiC ao substrato com a estabilidade química e menor fragilidade e
coeficiente de atrito do TiN. Revestimento usado em corte interrompido (SHAW,
2005);
e) TiNAl: revestimento multicamada que combina as propriedades do óxido de
alumínio e do nitreto de titânio, bastante utilizado em ferramentas para fabricação de
moldes e matrizes, oferecendo alta resistência e baixa condutividade térmica
(GAMARRA, 2003). Este revestimento é usado em aplicações HSC para corte à
seco.
Os metais duros revestidos são empregados principalmente na usinagem de
ligas ferrosas e materiais duros com alta velocidade de corte. Sendo, porém,
desaconselhável seu emprego na usinagem de alumínio, magnésio e materiais com
alto teor de níquel ou submetidos a tratamento de nitretação (KÖNIG e KLOCKE,
2002).
2.5.3 Cerâmicos
Os materiais cerâmicos possuem várias propriedades importantes para sua
utilização em ferramentas de corte como a elevada dureza, tanto a frio quanto em
altas temperaturas (Figura 2.11), boa resistência ao desgaste e excelente
estabilidade química.
Outras propriedades, porém, são bastante limitantes para sua aplicação na
usinagem, tais como: a baixa condutividade térmica que dificulta a transferência de
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 28
calor causando temperaturas na zona de contato cavaco-ferramenta muito elevadas
e a baixa tenacidade que facilita o lascamento e quebra da ferramenta (DINIZ et al.,
2006 apud FERRER, 2006). O principal aspecto negativo do emprego das cerâmicas
é que, devido a estas duas propriedades elas têm pequena capacidade de resistir a
choques térmicos e mecânicos. Sendo, por isso, contra-indicado o uso de fluido
lubri-refrigerante em sua aplicação (KÖNIG e KLOCKE, 2002, STEMMER, 1995) e
além disto é necessário observar a existência de descontinuidades no corte na
ocasião da seleção da ferramenta. Na prática a limitação do uso de fluido lubri-
refrigerante pode causar grandes transtornos para remoção dos cavacos e
contaminação da área de trabalho, pois como as velocidades de corte usadas com
os cerâmicos são maiores, o cavaco sai praticamente incandescente da região de
corte e com alta energia cinética, impregnando o ambiente. As partes móveis ficam
congestionadas, exigindo mais paradas para limpeza da parte interna do
equipamento, contribuindo para o desgaste prematuro das proteções telescópicas,
dos barramentos e guias das máquinas.
Para evitar a intensificação do fenômeno de difusão, que é estimulado pela
temperatura relativamente elevada na zona de contato cavaco-ferramenta, as
ferramentas cerâmicas são utilizadas principalmente na usinagem de materiais
duros. Com os mesmos parâmetros de usinagem, o tamanho de cavaco gerado na
usinagem dos materiais mais duros tende a ser menor e isto reduz o tempo de
contato do cavaco na face da ferramenta, diminuindo a ocorrência de problemas
com difusão (FERRER, 2006).
As cerâmicas podem ser divididas em três classes principais: as óxidas, não-
óxidas e cermets.
2.5.3.1. Cerâmicas óxidas
A cerâmica tradicional de óxido de alumínio (Al
2
O
3
) é muito usada em
operações de torneamento HSC. No fresamento o corte interrompido impossibilita o
uso desta classe devido à grande fragilidade destes materiais (KÖNIG e KLOCKE,
2002). As cerâmicas óxidas podem se apresentar na forma pura, mista e óxido de
alumínio reforçado com Whiskers.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 29
As cerâmicas puras podem ser constituídas somente de óxido de alumínio ou
conter uma mistura com óxido de zircônio que reduz a fragilidade da ferramenta.
Elas possuem estabilidade química excelente, porém a condutividade térmica é
muito ruim, não suportando os choques térmicos. Por este motivo seu emprego se
concentra principalmente no torneamento em corte contínuo, pois elas não suportam
as oscilações de temperatura do corte interrompido, não sendo usadas em
torneamento interrompido e operações de fresamento (FERRER, 2006).
2.5.3.2. Cerâmicas mistas ou reforçadas
Nas cerâmicas mistas são adicionados o carboneto de titânio (TiC) ou o nitreto
de titânio (TiN). A adição destes componentes aumenta a resistência a choques
térmicos, reduzindo o aparecimento de trincas, mantendo ainda boa estabilidade
química, o que amplia sua aplicação em condições de corte mais instáveis. As
cerâmicas reforçadas recebem uma carga de pequenos monocristais alongados de
carboneto de silício (SiC) na matriz de óxido de alumínio para melhorar suas
propriedades mecânicas, obtendo-se elevada tenacidade e boa resistência a
choques térmicos. Porém, a inclusão do reforçamento com os cristais diminui
significativamente a estabilidade química destes materiais.
2.5.3.3. Cerâmicas não-óxidas
As cerâmicas não óxidas são constituídas basicamente de nitreto de silício
(Si
3
N
4
) e são comercialmente denominadas Sialons. A matriz cristalina de nitreto de
silício contêm nos contornos de grão uma fase de óxido de silício (SiO
2
) sinterizado
em conjunto com óxido de alumínio.
A Figura 2.12 ilustra a morfologia da distribuição das fases nas cerâmicas não-
óxidas a base nitreto de silício. Elas são compostas de uma fase alfa, que lhe
confere dependendo do percentual maior ou menor dureza, e a fase beta com
formato alongado semelhante aos Whiskers, que lhe proporciona tenacidade
(YECKLEY, 2005).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 30
Figura 2.12 – Morfologia da microestrutura do Sialon
Fonte: (YECLKEY, 2005).
O Sialon é uma mistura complexa de elementos como o yttrium, silício,
alumínio, oxigênio e nitrogênio. Ele é obtido pela substituição parcial do silício pelo
alumínio e do nitrogênio pelo oxigênio do Si
3
N
4
(HASHEMIPOUR, 1988 apud
FERRER, 2006).
Dentre os diversos materiais cerâmicos o Sialon é o que apresenta a maior
dureza em altas temperaturas, tal qual as cerâmicas reforçadas, possui elevada
resistência a choques térmicos. Porém, a estrutura relativamente mais complexa
propicia elevada instabilidade química tendo sérios problemas com a difusão (DINIZ
et al., 2006 apud FERRER, 2006). Esta classe de material é a primeira escolha a ser
feita na usinagem de ferro fundido cinzento, pois possibilita um volume de remoção
de cavacos em torno de quatro vezes superior em relação ao metal duro
convencional, com velocidades de corte e avanço superiores em até três vezes
(YECKLEY, 2005). Assim, no fresamento com alta velocidade de corte de ferro
fundido cinzento (material a ser usado neste estudo) é indicado o uso da cerâmica
não óxida à base de nitreto de silício, pois é mais tenaz que as cerâmicas
tradicionais, suportando bem as condições de corte descontínuo.
No ferro fundido cinzento a utilização de ferramenta de Si
3
N
4
tem resultado
bastante satisfatório em velocidades de corte até cerca de 1000 m/min, pois a alta
temperatura de corte e a maior concentração de enxofre (0,08 a 0,12%) nesta classe
de ferro fundido possibilitam a formação de MnS, que funciona como um lubrificante
sólido e ajuda na redução do desgaste da ferramenta (SCHULZ, 1996). A estrutura
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 31
lamelar da perlita também tem papel fundamental na boa usinabilidade a seco do
GG25 com os materiais cerâmicos, funcionando como um quebra cavacos natural.
Por outro lado se o percentual de ferrita for muito elevado, em velocidades maiores
(maiores temperaturas), ocorre reação espontânea entre a ferrita e o Si
3
N
4
,
estimulada pela alta temperatura no HSC, o que acelera a destruição da aresta de
corte. Esta difusão de componentes causa o aparecimento de microtrincas na
ferramenta (Figura 2.13), causada pela reação química entre os cristais de Si
3
N
4
, a
fase vítrea da cerâmica, o ferro e o oxigênio (SCHULZ, 1989).
V
c
= 2000 m/min; L
fz
= 106 m; V
b
= 0,31 mm
V
c
= 4000 m/min; L
fz
= 38,5 m; V
b
= 0,22 mm
Figura 2.13 – Micrografia da superfície de ferramenta cerâmica Si
3
N
4
Material GG25; V
c
= 2000 e 4000 m/min (ampliação 300 x); f
z
= 0,31 mm.
Fonte: (SCHULZ, 1989).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 32
Os microlascamentos mostrados na Figura 2.13 são chamados de marcas em
forma de pente e são difíceis de serem identificados sem o uso de microscopia o que
pode reduzir a segurança do processo de corte. A afinidade entre o Si e Fe é a
principal causa para que o nitreto de silício não seja adequado para a usinagem de
aços em função de sua alta concentração de ferrita (CHILDS, MAEKAWA e
OBIKAWA, 2000).
A evolução do desgaste no uso do nitreto de silício merece atenção especial.
Embora o material seja bastante tenaz e tenha boa condutividade térmica quando
comparado a outras cerâmicas, pode ocorrer falha catastrófica da ferramenta com
destruição da aresta de corte, sem que necessariamente haja uma perceptível
evolução gradativa do desgaste da aresta de corte (WEINGAERTNER e LUCAS,
2006). Neste caso ocorre piora no acabamento superficial e aumento na força de
corte que pode comprometer os resultados da usinagem com empenamento da peça
e aparecimento de rebarbas.
Para contornar este problema é necessário manter a temperatura da aresta de
corte abaixo de certo limite, para que este fenômeno não prejudique a vida da
ferramenta. Uma das soluções possíveis é aumentar o tempo em vazio, usando
profundidade de corte radial (a
e
) menor, reduzindo desta forma o tempo de contato
entre a aresta de corte e a peça minimizando também a difusão de componentes.
Outra possibilidade que vem sendo estudada é o uso de revestimento sobre as
cerâmicas, como já é feito no metal duro. Como exemplo, pode-se citar a aplicação
sobre o óxido de alumínio de revestimento de Nitreto de Titânio (TiN) que
proporcionou o aumento de cerca de duas vezes na vida da ferramenta (XAVIER e
SCHRAMM, 2007).
É preciso ressaltar que dependendo da microestrutura do ferro fundido
(lamelar, nodular, perlítica ou vermicular) e das condições de corte, outros materiais
podem ter desempenho superior ao Sialon. Por exemplo, o metal duro com micro
grão revestido pode apresentar melhores resultados que os cerâmicos, onde o
principal objetivo seja reduzir o gasto com ferramental através do aumento do
comprimento usinado por aresta (L
fz
) (Ibidem). O CBN tem melhores resultados do
que o nitreto de silício nos ferros fundidos com estrutura nodular, pois a
microestrutura não possibilita a formação do mecanismo de quebra do cavaco como
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 33
ocorre com a perlita. Isto aumenta o comprimento do cavaco, o atrito e,
conseqüentemente, o desgaste na face da ferramenta do Si
3
N
4
(SCHULZ, 1989).
Resumindo, pode-se dizer que: onde a exigência é produtividade, com maiores
taxas de remoção de material e velocidades de corte acima de 800 m/min, são
indicados o uso de cerâmicos ou do CBN para usinagem do ferro fundido, uma vez
que as temperaturas de corte podem ultrapassar 1000°C, comprometendo a
estabilidade das ferramentas de metal duro (FERRER, 2006).
2.5.4 Nitreto Cúbico de Boro
O Nitreto Cúbico de Boro (CBN) e o Nitreto Cúbico de Boro Policristalino
(PCBN) apresentam resistência ainda maior que os cerâmicos. A dureza destes
materiais fica abaixo somente dos diamantes. O CBN é mais usado em operações
com ferramenta monocortante tais como no torneamento e mandrilamento,
principalmente de materiais duros. O alto custo relativo ainda limita sua aplicação em
processos de fresamento. As pesquisas de SCHULZ (1989) mostram que ele é o
material que proporciona as maiores vidas na usinagem de ferro fundido cinzento e
nodular, possibilitando velocidades de corte extremas (acima de 2000 m/min) com
boa estabilidade.
Como será comentado na seção 2.10, os resultados da usinagem são afetados
pela microestrutura do ferro fundido. O desempenho das ferramentas de CBN no
corte de ferro fundido com estrutura nodular é bastante superior aos resultados
encontrados pelos materiais cerâmicos, principalmente na taxa de remoção de
material e no comprimento usinado por aresta (L
fz
). Nas pesquisas desenvolvidas no
Instituto de Gerenciamento da Produção, Tecnologia e Máquinas-ferramentas (PTW)
foram utilizadas velocidades de corte de até 3000 m/min com avanço de 0,31 mm /
dente na usinagem de GG25 com comprimento usinado (l) de 1000 m (SCHULZ,
1989). A marca de desgaste V
b
apresentada nesta condição de ensaio foi de apenas
0,1 mm. Em outra aplicação, a introdução de CBN no fresamento de GG25
possibilitou redução de 70% do tempo de fabricação ao mesmo tempo em que se
atingiu um tempo de vida 800% superior em relação à ferramenta de metal duro
(GAMARRA, 2003).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 34
É preciso observar que o desgaste do CBN na usinagem de ferro fundido
também apresenta marcas em forma de pente (microtrincas), sendo necessários
cuidados semelhantes à aplicação das ferramentas cerâmicas para obter segurança
no processo. Além disso, o CBN não é adequado na usinagem de materiais com
matriz ferrítica, pois apresenta, neste caso, desgaste severo ocasionado pela maior
ductilidade do material (SCHULZ, 1993).
Recentemente, com a redução dos custos das ferramentas, em algumas
aplicações, foi possível o uso do CBN com custo final inferior ao das ferramentas de
metal duro revestidas e das cerâmicas (ALBANO, 2007), devendo ser considerado
como material de corte economicamente viável em casos particulares.
2.6 Consumo de Ferramentas na Usinagem
As ferramentas de corte são consumidas durante o processo de usinagem.
Este consumo da ferramenta envolve normalmente dois mecanismos distintos:
a) Desgaste: ocorre pela remoção contínua de material da ferramenta. MELO et
al.(2005) apud FERRER (2006) definem que “desgaste é a perda ou deslocamento
de massa de um material causado por algum tipo de fenômeno tribológico”.
Conforme a norma ISO 3685 (1993) o desgaste da ferramenta é o resultado das
mudanças que ocorrem gradativamente na ferramenta durante o processo de corte,
através da perda gradual de massa ou deformação. Os principais mecanismos
envolvidos no desgaste são, segundo TRENT e WRIGHT (2000), a aresta postiça de
corte, deformação, adesão, difusão, abrasão e oxidação.
b) Avarias: diferentemente do desgaste, as avarias acontecem de maneira
intermitente, com o desprendimento repentino de parte da ferramenta. Nas avarias
ocorre também perda ou deslocamento de massa. Este fenômeno acontece, porém,
repentinamente. Os principais mecanismos são de origem térmica e mecânica, como
lascamento, fratura e a fadiga térmica (FERRER, 2006).
Tanto o desgaste quanto a avaria são responsáveis por alterações na
geometria da ferramenta, que podem aumentar a geração de calor, as forças de
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 35
usinagem e a deformação plástica na superfície usinada, causando tensões
residuais na peça.
2.6.1 Mecanismos de desgaste da ferramenta
Os mecanismos envolvidos no fenômeno de desgaste são apresentados a
seguir.
2.6.1.1. Abrasão mecânica
A abrasão mecânica é considerada a principal causa do fenômeno de desgaste
das ferramentas (FERRER, 2006) sendo, por isso, o primeiro mecanismo a ser
estudado. A abrasão ocorre normalmente na presença de partículas duras. Assim,
as superfícies endurecidas e com inclusões das peças fundidas favorecem a
ocorrência da abrasão. Estas partículas ao atritarem sob altas pressões de corte
contra a superfície da ferramenta causam danos que modificam sua geometria
(TRENT e WRIGHT, 2000).
O desgaste abrasivo pode ocorrer tanto na face quanto no flanco da
ferramenta. Na face da ferramenta ele se manifesta na formação de crateras na
superfície de saída do cavaco. Neste caso o desgaste é menos intenso, pois a
ferramenta atrita contra o cavaco que é menos rígido que a superfície da peça. Isto
explica a predominância do desgaste na superfície de folga, chamado de desgaste
de flanco (V
b
).
2.6.1.2. Adesão
A adesão ocorre principalmente em baixas velocidades de corte pelo fluxo
irregular do cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta. Neste caso pode
acontecer aderência entre as duas superfícies e quando o cavaco volta a se
deslocar, fragmentos microscópicos da ferramenta são arrancados causando
aspecto rugoso à superfície da ferramenta (TRENT e WRIGHT, 2000). Em altas
velocidades de corte o fenômeno da adesão é bastante reduzido em função das
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 36
altas temperaturas e velocidade relativa entre cavaco e ferramenta (SANDVIK -
COROMANT, 2005).
2.6.1.3. Difusão
A difusão ocorre com a transferência de massa através da movimentação
atômica (MACHADO e SILVA, 2003 apud FERRER, 2006). A difusão está
diretamente relacionada à mobilidade dos átomos dentro da estrutura. Esta
mobilidade é profundamente dependente da temperatura, pois quanto maior a
energia térmica, mais fácil o deslocamento dos átomos. Por isso, em altas
temperaturas de corte este fenômeno pode ser fundamental no processo de
desgaste da ferramenta (CALISTER, 2003). Como a difusão é um processo que
envolve reações químicas ela depende, além do tempo de contato, da afinidade
química (solubilidade) entre a ferramenta e o material da peça. Como o tempo de
contato é relativamente curto em altas velocidades de corte, era de se esperar que
houvesse redução da difusão em altas velocidades de corte. Porém, devido ao
acréscimo da temperatura e da pressão na região de contato, ocorre um fluxo de
difusão cíclico que pode causar desgaste tanto na face quanto no flanco da
ferramenta (TRENT e WRIGHT, 2000). O processo ocorre de maneira semelhante
ao que acontece no corte convencional, já que a taxa de desgaste aumenta com o
aumento da velocidade de corte e de avanço (FERRER, 2006).
O desgaste difusivo ocorre como conseqüência da instabilidade química.
Falando especificamente das cerâmicas, o fenômeno é mais intenso nas cerâmicas
mistas e não-óxidas, conforme discutido anteriormente na seção 2.5.3. Como as
cerâmicas puras têm boa estabilidade era de se supor que este tipo de desgaste não
fosse observado nesta classe de material. Porém, além do desgaste por adesão,
que ocorre a baixas velocidades de corte, em velocidades de corte superiores a 300
m/min foi observado, surpreendentemente, a presença de camada lisa e brilhante na
superfície da ferramenta, indicando atuação da difusão também no desgaste das
cerâmicas puras. É provável que a difusão seja estimulada pelas altas pressões e
temperaturas durante o HSC. Na aplicação de Sialon na usinagem de ligas ferrosas,
é provável que a difusão ocorra com deslocamento de ferro do material da peça para
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 37
o interior da fase beta (Figura 2.12), reduzindo a viscosidade da fase cristalina,
facilitando o desprendimento de grãos e aumentando a taxa de desgaste. Na
usinagem de ferro fundido com Sialon ocorre primeiramente a difusão de
componentes e após o enfraquecimento do material, acontece o desgaste da
ferramenta através da adesão (BHATTACHARYA, 1984 apud FERRER, 2006).
A atuação do desgaste por difusão é bastante reduzida no fresamento pela
descontinuidade do corte. O tempo de contato entre cavaco e ferramenta é
dependente do tempo de contato do dente da fresa com a peça. Sendo assim o uso
de profundidade de corte radial (a
e
) reduzida, promove uma redução do desgaste
difusivo, através da redução da penetração de trabalho (Figura 2.2).
2.6.1.4. Oxidação
A oxidação acontece através da reação dos materiais com o oxigênio presente
no ar e na água dos fluídos lubri-refrigerantes. Esta reação química causa óxidos
que fragilizam e deixam porosa a superfície da ferramenta. Como é necessário a
presença de oxigênio, a oxidação ocorre na zona periférica do contato entre a
ferramenta e o cavaco sendo a causa mais provável para o desgaste de entalhe
(SANDVIK - COROMANT, 2005). A oxidação é fenômeno importante nas
ferramentas que possuem percentual significativo de tungstênio e cobalto, como o
aço-rápido e metal duro. As cerâmicas óxidas, por sua natureza são praticamente
inertes à oxidação nas velocidades de corte usuais. Já nas outras classes de
cerâmicas devido a menor estabilidade química podem estar sujeitas à oxidação.
2.6.2 Avarias nas ferramentas
As avarias são causadas pelo deslocamento descontínuo de porções
significativas de massa da ferramenta. Elas ocorrem freqüentemente nas classes de
ferramentas de menor tenacidade, como é o caso das cerâmicas, e por isso serão
avaliadas de maneira especial.
Os principais tipos de avarias que ocorrem na ferramenta são as trincas,
lascamento, deformação plástica e as quebras.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 38
2.6.2.1. Trincas
As trincas podem ser de origem térmica e mecânica. Elas ocorrem
principalmente devido a carregamentos térmicos cíclicos e aos impactos de entrada
e saída da ferramenta na peça. Aparecendo com relativa freqüência em materiais
cerâmicos em função de sua natureza estrutural frágil. A formação e propagação das
trincas estão diretamente relacionadas com a tenacidade do material, pois além da
nucleação é preciso energia suficiente para romper às barreiras que impedem sua
propagação ao longo do material. Cuidado especial deve ser tomado na seleção dos
materiais sujeitos a condições de corte desfavoráveis, pois o tamanho de grão
influencia decisivamente no mecanismo. As regiões de contorno de grão formam
barreiras naturais à propagação das trincas (CALISTER, 2003). Por isso, materiais
com tamanho de grão refinado tendem a ter maior tenacidade e suportar melhor os
carregamentos cíclicos durante o fresamento. A Figura 2.14 mostra o flanco de uma
ferramenta comprometido pelo aparecimento de trincas de origem térmica
Figura 2.14 – Ferramenta danificada por trincas de origem térmica
Fonte: (SANDVIK - COROMANT, 1999).
As trincas térmicas ocorrem principalmente nos materiais de tenacidade
relativamente baixa ou em condições de refrigeração desfavoráveis. Os choques
térmicos cíclicos levam ao aparecimento de trincas que se propagam conforme os
princípios da mecânica da fadiga. A evolução das trincas normalmente conduz ao
aparecimento de avarias maiores como lascamentos e até mesmo a quebra da
aresta de corte.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 39
2.6.2.2. Lascamento
O lascamento ocorre principalmente devido a sobrecargas mecânicas ou aliado
à propagação das trincas. À medida que se aumenta a velocidade de avanço, cresce
também a espessura do cavaco e conseqüentemente as forças de corte,
aumentando também a chance de ocorrer o lascamento com a remoção repentina
de parte considerável da ferramenta.
Freqüentemente o lascamento está relacionado às descontinuidades durante o
corte, principalmente ao utilizar ferramentas de baixa tenacidade. No fresamento os
vários ciclos de entrada e saída dos dentes podem causar variações instantâneas
severas nas forças de corte, sendo suficientes para romper parte da região
sobrecarregada. Para evitar este problema são necessários cuidados especiais com
relação aos ângulos de corte e estratégias de início e final do corte (SANDVIK -
COROMANT, 2005). Especificamente falando dos materiais cerâmicos, é preciso
observar que a combinação da geometria e condições de entrada e saída da
ferramenta não causem tensões de tração na superfície da ferramenta, pois esta
classe de material tem resistência à tração muito inferior à sua resistência à
compressão, rompendo facilmente em condições desfavoráveis.
Para evitar o lascamento no fresamento de materiais duros ou na presença de
impacto severo durante o corte são recomendadas as geometrias duplo negativas
(forma de contato tipo U, Figura 2.9), embora a geometria positivo-axial e negativa-
radial (forma de contato tipo T, Figura 2.9) também seja viável (SANDVIK -
COROMANT, 1994 apud FERRER, 2006). A Figura 2.15 mostra uma avaria em
forma de lascamento.
Figura 2.15 – Lascamento da ferramenta
Fonte: (SANDVIK - COROMANT, 1999).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 40
2.6.2.3. Quebra
A avaria mais severa que pode ocorrer numa ferramenta é a quebra
propriamente dita. Neste caso ocorrem danos de grandes proporções que a tornam
inoperante. A quebra pode ocorre instantaneamente, causada por choques
mecânicos mais severos ou evoluir a partir das trincas e lascamentos localizados,
levando à perda da função de corte, e, conseqüente sobrecarga da ferramenta.
Outros acontecimentos como interrupções repentinas durante o corte (ie. quedas de
energia elétrica), falta de espaço para saída do cavaco, inclusões duras no material
da peça podem ocasionar quebras repentinas na ferramenta (DINIZ et al., 2006
apud FERRER, 2006). Cuidados especiais devem ser tomados como precaução
para evitar as quebras no HSC, pois a alta energia liberada após quebras mais
severas pode comprometer a segurança do processo, pondo em risco não somente
o equipamento e a peça, mas também a própria segurança do operador.
A Figura 2.16 identifica uma ferramenta de corte com a ponta quebrada, sem a
presença visível da atuação dos outros mecanismos envolvidos nas avarias (trincas
e lascamentos). Provavelmente a quebra ocorreu por sobrecarga mecânica.
Figura 2.16 – Quebra da ponta da ferramenta
Fonte: (SANDVIK - COROMANT, 1999).
2.6.2.4. Deformação plástica
A deformação plástica ocorre pela ação conjunta da temperatura elevada e alta
pressão na aresta de corte, que podem causar o amolecimento da ferramenta.
Normalmente ela se apresenta em classes de material de menores pontos de fusão
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 41
como no caso dos metais duros, principalmente de estrutura com tamanho de grão
grosseiro.
Nos materiais cerâmicos, porém, é raro o acontecimento deste problema
principalmente pela resistência a quente e estabilidade química relativamente maior
destes materiais.
2.7 Desenvolvimento de Ferramentas de Corte Especiais
Para o desenvolvimento do processo em estudo foi necessária a construção de
ferramentas especiais. Durante o desenvolvimento foram levados em conta aspectos
relativos ao tipo de usinagem, equipamento e ferramenta a ser utilizada.
Na usinagem HSM normalmente se utilizam fresas de pequeno diâmetro para
reduzir a força centrífuga sobre a ferramenta e aumentar a segurança do processo.
Em altas rotações a força centrífuga passa a ter papel importante na fixação de
insertos intercambiáveis, o que pode inviabilizar a aplicação. Além disso, na
usinagem de bolsões e cavidades, fresas de maiores diâmetros restringem a
flexibilidade do processo, impedindo a execução de pequenos detalhes, aumentando
o tempo das etapas de acabamento final (eletroerosão e polimento). Por estes
motivos as ferramentas utilizadas em HSM são de pequenas dimensões tendo
normalmente em torno de 10 mm a 20 mm de diâmetro (exceção às ferramentas
usadas na indústria automotiva). Os diâmetros menores, por sua vez, requerem
elevadas rotações de fuso para atingir a alta velocidade de corte, sendo necessário
o balanceamento adequado das ferramentas e máquinas com sistemas de fixação
especiais (i.e. cone morse tipo HSK). Segundo URBANSKI et al. (2001) e
SCHARMAN et al. (2001), é necessário no mínimo qualidade de balanceamento
G6.3 g.mm (DIN ISO 1940) para evitar vibrações e atender aos requisitos de
segurança em HSM.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 42
2.7.1 Avaliação preliminar
Para o projeto de ferramentas de corte são necessárias informações a respeito
da faixa de parâmetros de usinagem máximos a serem utilizados. A partir da rotação
máxima, avanço e tipo de fresamento são definidas as demais variáveis que
fundamentam o projeto da ferramenta. É necessário considerar também a rigidez,
potência, gama de rotações e avanço do equipamento em que a ferramenta vai
trabalhar.
A escolha do sistema de sujeição é dependente das dimensões gerais do porta
ferramenta, podendo ser utilizado mandril hidráulico, fixação por contração térmica
ou cone ISO SK / HSK caso a ferramenta seja fixada diretamente ao fuso da
máquina. Dentre os diversos sistemas de fixação o mais eficiente é a fixação direta
no fuso. Para ferramentas de dimensões menores o uso de fixação por contração
térmica garante bons resultados de batimento e excelente força de fixação
(SCHULZ, 1989).
Como alternativa aos sistemas de fixação anteriores podem ser empregados
ainda os mandris hidráulicos. Embora a eficiência não seja a mesma e o custo seja
relativamente maior, são mais flexíveis e podem ser empregados em ferramentas de
dimensões semelhantes.
Além de tudo, o uso de cone de fixação tipo HSK é particularmente indicado
para altas rotações de fuso, pois acima de 15000 rpm a deformação dos fusos
convencionais ocasiona erros no ajuste do comprimento da ferramenta
(CAVICHIOLLI, 2003).
Após o estudo preliminar do processo é necessário determinar as demais
condições de trabalho para dimensionamento correto da ferramenta:
a) Operações típicas: desbaste ou acabamento, faceamento, corte lateral
(tangencial), corte frontal (fresamento de topo);
b) Tipo de inserto: geometria, número de arestas, tipo de fixação;
c) Segurança do processo: previsões relativas às possíveis falhas da ferramenta;
d) Fabricação da ferramenta: recursos disponíveis para fabricação da ferramenta
e tolerâncias exeqüíveis.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 43
2.7.2 Material de corte
Partindo do material a ser usinado, o material da ferramenta é escolhido após a
determinação da faixa de velocidade de corte empregada. Após a escolha da
velocidade máxima de corte a ser atingida, da rotação e potência disponível na
máquina é determinado o diâmetro da ferramenta. Na seqüência é definido o
material de corte a ser utilizado.
O metal duro foi inicialmente descartado para o uso nos ensaios, pois as
velocidades máximas de corte indicadas são aquém do necessário para atingir o
HSC com tempo de vida satisfatório (SANDVIK - COROMANT, 2007). Este fato
impossibilitou o uso de ferramentas inteiriças sendo necessária a construção de
fresas com insertos intercambiáveis.
O próximo passo é determinar o tipo de inserto e os respectivos sistemas de
fixação disponíveis.
2.7.3 Sistema de fixação de insertos
De acordo com as solicitações dinâmicas envolvidas no processo deve ser
escolhido o sistema de fixação apropriado.
Em fresas de pequeno diâmetro o uso de sistemas de fixação para insertos
intercambiáveis é bastante restrito, por questões de limitação de espaço. Outro fator
limitante é a segurança do processo já que as rotações empregadas neste caso são
maiores, necessitando de sistemas de fixação mais eficiente (Figura 2.18).
Os diâmetros maiores possibilitam aumentar a quantidade de dentes,
reduzindo o passo da fresa, o que proporciona melhor estabilidade ao corte Eles
possibilitam, ainda, atingir altas velocidades de corte com rotações menores, sem
exigir tanto do sistema de fixação dos insertos. O principal inconveniente é a
geometria maior da ferramenta que pode impedir a obtenção de pequenos detalhes
na peça, ou aumentar a quantidade de material a ser removido em etapas de
acabamento posteriores. Outro fator a ser considerado é o aumento da massa e
conseqüentemente a necessidade de batimento, balanceamento e fixação da
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 44
ferramenta no fuso da máquina para assegurar obtenção das tolerâncias de
usinagem e garantir a segurança do processo.
No projeto da ferramenta deve ser considerado também espaço suficiente para
alojamento dos cavacos (bolsões) durante o corte, durante escolha do método de
fixação dos insertos. Atenção especial deve ser dada na usinagem de materiais
dúcteis, pois eles tendem a gerar cavacos que ficam presos entre os dentes da fresa
podendo ocasionar quebra por empastamento da ferramenta.
São vários os sistemas disponíveis para fixação dos insertos (SCHULZ, 1989):
a) Parafuso cônico – sistema de fabricação simples, porém de baixa eficiência.
Exige que o inserto tenha furação central, o que pode reduzir a resistência no
caso de materiais frágeis como as cerâmicas;
b) Grampo – sistema de simples confecção, pequenas dimensões, mas com
limitações quanto à precisão de fixação. É o sistema de fixação que oferece
menor eficiência em velocidades acima de 2000 m/min;
c) Cassete – Sistema de maior eficiência, mas relativamente complexo, exigindo
mais recursos para fabricação. Permite a ajustagem precisa da posição do
inserto;
d) Cunha – usado em fresas de grandes dimensões, pois necessita de grande
espaço e limita o alojamento destinado aos bolsões de saída de cavaco. Muito
usado em fresas para faceamento de blocos (fresas auto) (SANDVIK -
COROMANT, 2007).
Insertos de metal duro podem ainda ser soldados por brasagem ao corpo da
ferramenta, tendo o inconveniente de dificultar a reafiação das ferramentas e tornar
a troca da ferramenta muito demorada. Para que o metal duro não trinque durante a
solda é necessário pré-aquecimento homogêneo da pastilha e o resfriamento lento
após a solda. Por estes motivos não é empregada esta técnica na fixação em
materiais cerâmicos
A Figura 2.17, mostra alguns exemplos de diferentes tipos de fixação de inserto
comumente utilizados na fabricação de ferramentas para fresamento.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 45
(a) Parafuso cônico
(b) Grampo
(c) Cassete
(d) Cunha
Figura 2.17 – Sistemas de fixação de insertos
A Figura 2.18 mostra graficamente o resultado de testes dinâmicos de vibração
com os diversos tipos de fixação. Nela é possível verificar que os sistemas de
fixação mais usuais (grampo e parafuso cônico) têm sérias restrições nas aplicações
com fresas de diâmetros menores, pois elas necessitam de alta rotação para atingir
maiores velocidades de corte.
Para compensar esta deficiência de fixação é possível aumentar o diâmetro da
ferramenta, obedecendo aos critérios de segurança (SCHULZ, 1989). Os sistemas
de fixação mais eficientes são do tipo cassete e cunha. Porém, como ocupam
espaço relativamente maior na ferramenta também não são usualmente aplicáveis
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 46
em fresas de pequeno diâmetro. Desta forma o uso de insertos intercambiáveis é
bastante restrito em aplicações de alta rotação devido aos sistemas de fixação.
Figura 2.18 – Desempenho dos diferentes sistemas de fixação de insertos.
1 – Parafuso cônico; 2 – Grampo; 3 – Cassete; 4 – Cunha.
Adaptado de SCHULZ (1989)
2.7.4 Fabricação do suporte da ferramenta
A fresa ou porta ferramenta deve ser fabricada em material adequado ao
regime de trabalho imposto durante o corte. Materiais de alta resistência e baixo
peso específico são recomendados, para evitar as deformações durante o corte e
manter a inércia do sistema relativamente baixa. Cuidado especial deve ser tomado
com a tenacidade do corpo da ferramenta e com elongação máxima, pois afetam
diretamente a segurança do processo, principalmente no uso de rotações de fuso
elevadas. É recomendado por questões de segurança que se utilizem materiais
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 47
dúcteis na fabricação (SILVA, 1998), pois além dos riscos nas quebras as
ferramentas estão sujeitas a ciclos de fadiga mais severos no HSC.
Para reduzir os solavancos provocados pela entrada da arestas de corte na
peça, é interessante dispor os insertos formando hélices, pois conferem formato
helicoidal ao contado das arestas de corte, tornando o corte mais suave e reduzindo
as vibrações (POLLI, 2005). O uso de ângulo de inclinação negativo é também
benéfico para suavizar a transição entre os insertos, aumentando a homogeneidade
do corte (WEINGAERTNER e SCHROETER, 2002).
Outro aspecto a ser considerado na construção é o balanceamento final do
conjunto, porque em altas rotações o desbalanceamento pode causar vibração
excessiva e conseqüente lascamento da ferramenta, além de piora no acabamento
superficial (POLLI, 2005).
2.8 Variáveis Indicativas das Condições de Usinagem
As principais variáveis que podem ser avaliadas para indicar as condições de
usinagem são apresentadas a seguir.
2.8.1 Temperatura de corte
Uma das variáveis que tradicionalmente caracteriza a mudança entre corte
convencional e o HSC é a temperatura da peça durante o corte. Para medição da
temperatura de corte existem várias técnicas disponíveis.
a) Termopares: um dos mais eficientes e confiáveis métodos de medição de
temperatura é o uso de termopares, podendo ser usado na medição tanto da
temperatura da peça, quanto da ferramenta. Em ambos os casos o uso de
termopares necessita que sejam feitas intervenções no objeto em que se deseja
medir a temperatura (TOH, 2004). No caso da medição na peça é necessário que
sejam feitos furos para colocação do termopar o mais próximo da superfície de corte,
obtendo assim melhor sensibilidade de medição. Entretanto, no caso em estudo é
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 48
inviável sua aplicação, pois altera as características da peça escolhida como corpo
de prova. A medição da temperatura com termopares na face da ferramenta é
normalmente utilizada em ferramentas estáticas como em operações de
torneamento. No fresamento este tipo de medição é dificultado pela rotação da
ferramenta. O problema pode ser contornado com uso de transmissão de sinais sem
fio. Porém a execução de furação em insertos de material cerâmico também constitui
um importante fator limitante por causa da elevada dureza e fragilidade relativa desta
classe de materiais. A inclusão de furos, neste caso, pode fragilizar a ferramenta.
b) Infravermelho: a solução para medição de temperatura mais fácil de implantar
no fresamento é a medição indireta com sensores infravermelhos. A vantagem é que
a aquisição de dados não interfere no processo. A medição pode ser feita com o uso
de câmeras infravermelhas para filmar o processo de corte. A qualidade e
quantidade das informações obtidas são bastante ricas, pois as imagens indicam o
campo de distribuição de temperaturas em toda a região filmada e sua variação ao
longo do tempo. Entretanto a aplicação do método é relativamente complexa. Neste
caso é necessário executar medições com o uso de termopares para calibrar os
equipamentos e determinar a emissividade do material a fim de obter dados mais
acurados (TOH, 2005). DEWES et al. (1999) obtiveram resultados coerentes com o
modelo numérico de distribuição de temperatura, mas o procedimento e os
equipamentos necessários para conduzir experimentos semelhantes dificilmente
seriam aplicáveis em ambiente fabril devido aos custos e complexidade operacional
dos equipamentos envolvidos.
Um método alternativo de medição com infravermelho utiliza aparelho
simplificado que somente indica a temperatura instantânea de uma região limitada
da peça. O equipamento pode ser calibrado com o valor da emissividade do material
em que se mede a temperatura. A precisão e a quantidade de informações obtidas
são, entretanto, menores.
c) Calorimetria: o método do calorímetro quantifica os níveis de temperatura
atingidos durante o corte pela coleta do cavaco imediatamente após sua expulsão
da região de corte. Os cavacos são então acondicionados num calorímetro e, após a
avaliação da quantidade de calor e da massa de cavaco, pode-se determinar a
temperatura do cavaco durante o corte (FERRARESI, 1977). O principal
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 49
inconveniente do método é a necessidade de coleta imediata do cavaco para evitar
a perda de calor por dissipação para o meio ambiente. No caso do HSC é
relativamente complicada sua utilização, uma vez que os cavacos são expulsos em
velocidade relativamente elevada, impedindo que o corte seja realizado com a
máquina aberta, dificultando a operacionalização.
2.8.2 Acabamento superficial
Como será estudado na seção seguinte o acabamento superficial pode ser
usado como indicador das condições de usinagem.
A rugosidade superficial é a grandeza que quantifica o grau de acabamento.
Ela está diretamente relacionada à geometria da ferramenta e aos parâmetros de
usinagem. O aumento do raio de ponta da ferramenta, por exemplo, tende a reduzir
a rugosidade. Isto ocorre até certo limite, pois o aumento do raio pode ocasionar
vibrações, o que contribui para piorar significativamente o acabamento. O avanço de
corte é também uma variável que influencia diretamente o valor da rugosidade
teórica, pois quanto menor o avanço, menores tendem a ser as marcas deixadas na
superfície da peça pela passagem da ferramenta (SANDVIK - COROMANT, 2005,
STEMMER, 1995, FERRARESI, 1977). Na prática, porém, o acabamento superficial
é ainda influenciado pelo ângulo de saída, pelo desgaste da ferramenta e pela
rigidez de fixação.
Além das questões relativas à geometria de corte o acabamento superficial é
influenciado pela velocidade de corte. Mantidas as demais condições de trabalho,
maiores velocidades de corte tendem a produzir melhor qualidade superficial
(OLIVEIRA, 2003 et. al, 2003, SCHULZ, 1989).
2.9 Usinabilidade
A usinabilidade é a propriedade que caracteriza a facilidade dos materiais se
deixarem trabalhar com ferramentas de corte (SHAW, 2005). Os materiais se
comportam de maneira diferente durante a usinagem. Alguns possuem boa
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 50
usinabilidade podendo ser trabalhados com facilidade. Outros podem apresentar
problemas como empastamento ou “enganchamento”, desgaste, aquecimento ou
lascamento da ferramenta (STEMMER, 1993).
Os critérios mensuráveis para avaliar a usinabilidade do material são
(STEMMER, 1993, SHAW, 2005):
a) Vida da ferramenta;
b) Acabamento superficial;
c) Forças e potência de corte.
A vida da ferramenta é um dos critérios mais usados para avaliação da
usinabilidade, pois uma vez conhecido o processo e a relação entre os parâmetros
de corte e vida de ferramenta correspondente, podem-se avaliar as condições de
corte pelo maior ou menor tempo de vida. A vida da ferramenta tem impacto direto
sobre o custo de fabricação. Ao avaliar a usinabilidade de um determinado material,
para um mesmo conjunto de parâmetros um tempo de vida maior indica boa
usinabilidade e custos de fabricação menores.
A qualidade do acabamento superficial obtido também pode ser usada como
critério de usinabilidade do material. Em casos onde o acabamento superficial de
alta qualidade é exigido, material de baixa usinabilidade pode ser motivo de rejeição
(STEMMER, 1993).
A força e potência de corte limitam os parâmetros de corte a serem usados
(profundidade, avanço e velocidade) e conseqüentemente a taxa de remoção de
material. Materiais de baixa usinabilidade limitam o rendimento da usinagem
ocasionando tempos de corte maiores (Ibidem).
A usinabilidade pode ainda ser avaliada qualitativamente pelo tipo de cavaco
formado durante o corte. Os cavacos podem ser divididos em três categorias
(STEMMER, 1993):
Cavaco contínuo;
Cavaco cisalhado;
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 51
Cavaco arrancado.
A Figura 2.19 ilustra os três tipos fundamentais de cavaco com fotografias
realizadas durante o processo de torneamento. Nas micrografias d e e é possível
visualizar a quina da ferramenta.
Figura 2.19 – Diferentes formas de cavaco.
Adaptado de STEMMER (1993)
As micrografias a, b e c da Figura 2.19 foram obtidas na usinagem de aço com
resistência à ruptura de 90 kgf/mm
2
. A micrografia a mostra o cavaco contínuo obtido
na velocidade de corte 150 m/min com avanço 0,2 mm/rotação e ângulo de saída 6°.
A figura b mostra o cavaco de transição (lamelar) obtido com 110 m/min de
velocidade de corte, avanço 1 mm/rotação e ângulo de saída 10°. Na figura c tem-se
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 52
o cavaco cisalhado obtido a 12 m/min, avanço 0,14 mm/rotação e ângulo de saída
0°. As figuras d e e mostram cavacos arrancados obtidos na usinagem de ferro
fundido a velocidades de corte 10 m/min e 52 m/min respectivamente, com avanço
1,2 mm/rotação e ângulo de saída 20° (STEMMER, 1993).
Tanto no cavaco contínuo quanto no cisalhado ocorre deformação do material
antes de iniciar o deslizamento sobre a face da ferramenta. Nestes tipos de cavacos
fica caracterizado o plano de cisalhamento que delimita a região de material
deformado pertencente ao cavaco e a região de material indeformado pertencente à
peça, conforme mostrado na Figura 2.4.
A formação do cavaco contínuo começa com o recalque do material até que
ocorra deslizamento sobre a face da ferramenta. O processo ocorre de maneira
uniforme e suave sem que haja rompimento do material. O cavaco contínuo pode ser
indicativo de boa usinabilidade, obtendo-se bom acabamento superficial,
durabilidade da ferramenta e menor energia de corte (Ibidem). O principal
inconveniente é a dificuldade de remoção do cavaco da área de trabalho e o grande
volume relativo ocupado pelo cavaco após o corte. A obtenção de cavaco contínuo
está relacionada ao uso de grandes ângulos de saída, pequenos avanços,
velocidades de corte elevadas, arestas de corte afiadas, meio lubri-refrigerante com
boa eficiência de lubrificação, rigidez da máquina e da ferramenta.
No corte com formação de cavaco cisalhado ocorre ruptura do material,
gerando segmentos que geralmente acabam se soldando pela ação da alta pressão
e temperatura na região de corte, conferindo aspecto de fita contínua ao cavaco. O
fenômeno é descontínuo, resultando em vibrações durante o corte. As forças de
corte atingem um valor máximo no ponto de ruptura caindo instantaneamente após a
mesma, subindo gradativamente até atingir outro ponto de ruptura. Por este motivo o
acabamento superficial é prejudicado pela ocorrência de cavaco cisalhado.
O cavaco arrancado ocorre durante o corte de materiais frágeis como ferro
fundido e latão (Ibidem), em velocidades convencionais. O material sofre ruptura
total durante o corte e os fragmentos são expulsos da região de corte isoladamente.
Durante o corte do material, ocorre arrancamento do material da peça abaixo da
superfície usinada conforme mostrado na Figura 2.9 d e e, o que prejudica o
acabamento superficial. Em altas velocidades de corte o comportamento do corte
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 53
tende a mudar, mudando também a morfologia do cavaco. Na usinagem HSC de
ferro fundido ocorre a solda dos fragmentos por causa da elevada temperatura na
interface cavaco-ferramenta mudando a forma do cavaco para o tipo cisalhado. O
aumento da velocidade de corte dentro da faixa de alta velocidade reduz o tamanho
do cavaco, pois a maior energia cinética e menor tempo para ocorrência da solda
entre os fragmentos contribuem para diminuir a coesão do cavaco (SCHULZ, 1989).
Este fenômeno pode ser observado na Figura 2.20.
2.9.1 Avaliação dos esforços de usinagem
A caracterização das forças envolvidas no corte é fundamental no
desenvolvimento de modelos para otimização, monitoramento e controle do
processo (POLLI, 2005). A avaliação das condições de usinagem pode ser feita
através da medição das forças de corte, com plataformas piezoelétricas ou mesas
dinamométricas, ou ainda através da medição da potência elétrica consumida.
2.9.1.1. Plataformas piezoelétricas
As plataformas piezoelétricas possuem células de carga com cristais
piezoelétricos que geram um sinal elétrico proporcional à solicitação mecânica
(deformação) a que são submetidos. Elas são mais adequadas à aplicação em
experimentos laboratoriais, pois o alto custo e a necessidade de experimentos de
calibração limitam seu emprego generalizado. Além do mais, o uso de sensores
piezoelétricos é limitado em HSC por causa da alta freqüência de oscilação da força
de corte que pode ultrapassar o limite dinâmico do dinamômetro (Ibidem). Da
mesma forma, as mesas dinamométricas que utilizam strain gages (extensômetros)
necessitam de experimentos de calibração, sendo ainda sua construção dedicada a
um processo em particular. A vantagem é que os custos são relativamente menores
do que as plataformas piezoelétricas. Os procedimentos para construção e
calibração podem ser verificados em SAGLAN e UNUVAR (2001). Através da
avaliação das forças de avanço e de corte é possível determinar o valor da força
resultante e determinar o esforço sobre a ferramenta.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 54
2.9.1.2. Medição de potência de corte
A alternativa mais simples de determinação dos esforços é pela avaliação da
potência. Com este método, entretanto, não é possível a determinação vetorial da
força de corte, mas somente o módulo. Onde a direção das componentes das forças
de corte e avanço tem papel secundário, o consumo de potência é uma das
maneiras mais simples para o dimensionamento do processo, tanto do ponto de
vista da máquina quanto da ferramenta.
Quando são necessárias estimativas para projetar novas aplicações existem
duas maneiras clássicas de calcular o valor teórico das forças de corte. Através de
cálculos baseados na espessura média do cavaco (h
m
), velocidade de corte e
avanço e de acordo com a taxa de remoção de material (Q) e energia específica de
corte (FERRARESI, 1977, DINIZ, 2003).
2.9.1.3. Método da energia específica de corte
O cálculo baseado na energia específica de corte para cálculo da potência, é
fundamentado na Equação 2.1 (DEVRIES, 2004, SHAW, 2005):
QEP
ct
Eq. 2.1
Onde P
t
é a potência teórica de corte, E
c
é a energia específica de corte do
material (1,61 J/mm
3
para o ferro fundido cinzento) e Q é a taxa de remoção de
material em mm
3
/min. Segundo SHAW (2005), a energia específica de corte é
independente da velocidade de corte, sendo dependente da composição química do
material e da espessura do cavaco (h
m
) antes da deformação pelo atrito na face da
ferramenta, variando conforme a relação estabelecida pela Equação 2.2.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 55
2,0
m
c
h
1
E
Eq. 2.2
Porém, segundo KRONEMBERG (1961), a pressão específica de corte cresce
inicialmente com aumento da velocidade de corte. A partir de determinado ponto o
valor a pressão cai significativamente com aumento da velocidade e volta a crescer
além de certo limite, conforme mostrado na Figura 2.5 (HOFFMAN et al., 2004). A
relação da Equação 2.2 indica redução da energia específica de corte com aumento
da espessura de cavaco (SHAW, 2005).
Outro parâmetro que afeta o valor da potência de corte é o ângulo de saída ( )
da ferramenta. O aumento do ângulo de saída facilita o escoamento do cavaco,
reduzindo os esforços de corte, ocorrendo o aumento de aproximadamente 1% a
cada 1° de redução (SHAW, 2005, SANDVIK – COROMANT, 2005), devendo ser
aplicados corretores aos cálculos de acordo com os ângulos utilizados. Como as
forças de corte são dependentes da superfície de contato entre a ferramenta e a
peça, é preciso levar em conta a geometria da face. A ocorrência de aresta postiça
ou o uso de quebra cavacos bem como o uso de chanfros para proteção da aresta
tendem a alterar os valores dos esforços de corte (SHAW, 2005).
2.9.1.4. Estimativa de potência segundo modelo de Kienzle
A análise segundo a equação de Kienzle leva em consideração a variação da
espessura do cavaco, sendo apresentada na Equação 2.3 (STEMMER, 1993):
mc1
mp1.1t
haKcP
Eq. 2.3
Métodos mais elaborados de cálculo utilizam correções relativas à geometria
da ferramenta (KRONEMBERG, 1961 apud STEMMER 1993). Entretanto, conforme
as não linearidades da potência consumida em relação à velocidade de corte
encontradas por SCHULZ (1989), é preciso medir a potência real para obter dados
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 56
mais representativos do processo e quantificar adequadamente os requisitos da
máquina e da ferramenta.
Estes métodos de cálculo foram desenvolvidos, sobretudo, para operações de
corte ortogonal que ocorrem tipicamente durante o torneamento. Neste caso os
ângulos entre a ferramenta e a peça se mantêm aproximadamente constantes e os
cálculos foram ainda elaborados sem considerar descontinuidades durante o corte.
Para utilizá-los, então, no modelamento para operações de fresamento é necessário
o uso de fatores de correção que dependerão da geometria da ferramenta e dos
parâmetros de corte a serem utilizados. Métodos mais elaborados como o modelo
proposto por ALTINTAS (2000), apresentado a seguir, consideram as variações na
espessura do cavaco que ocorrem no fresamento para determinação dos esforços
de corte.
2.9.1.5. Modelo de Altintas para os esforços de corte no fresamento
O modelo de ALTINTAS (2000) equaciona os esforços de corte através da
variação cíclica da espessura do cavaco (h) com o ângulo de contato (Φ)
instantâneo entre um determinado dente e a peça. Esta relação é apresentada na
Equação 2.4:
)Φ(senf)Φ(h
z
Eq. 2.4
A força de corte é decomposta em componentes no sentido tangencial (F
t
),
radial (F
r
) e axial (F
a
) em função do ângulo de contato (Φ). Estas componentes são
ditas proporcionais à secção transversal do cavaco não deformado conforme a
Equação 2.5:
)Φ(senfa)Φ(hb)Φ(A
zp
Eq. 2.5
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 57
Conforme este modelo, as componentes da força de corte podem ser
representadas pelas Equações 2.6, 2.7 e 2.8:
ptezptct
aK)Φ(senfaK)Φ(F
Eq. 2.6
prezprcr
aK)Φ(senfaK)Φ(F
Eq. 2.7
paezpaca
aK)Φ(senfaK)Φ(F
Eq. 2.8
Onde as constantes K
tc
, K
rc
e
K
ac
são as forças específicas de corte nas
direções tangencial, radial e axial, e as constantes K
ae
, K
re
e K
ae
são relacionadas à
geometria de corte. Uma aproximação bastante razoável permite, nos casos em que
o raio de ponta da ferramenta é pequeno quando comparado à profundidade de
corte axial (a
p
), desprezar a componente axial da força de corte.
As componentes de corte podem, então, ser representadas em um sistema
bidimensional (plano de corte) conforme as Equações 2.9 e 2.10:
)Φ(senF)Φcos(F)Φ(F
rtx
Eq. 2.9
)Φcos(F)Φ(senF)Φ(F
rtr
Eq. 2.10
2.9.1.6. Medição direta do consumo de energia no corte
Para validar o modelo matemático proposto, a potência atuante durante a
usinagem pode ser obtida através da medição da corrente elétrica consumida pelos
motores da máquina, e a partir daí calculada pela Equação 2.11:
η3IIUP
0liq
Eq. 2.11
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 58
Onde I é a corrente medida (A), I
0
a corrente consumida para movimentação da
máquina, ou seja, com programa de usinagem rodando sem corte efetivo, U é a
tensão trifásica de alimentação (V) e o rendimento da máquina.
2.10 A Usinagem HSC do Ferro Fundido GG25
Os ferros fundidos cinzentos são amplamente difundidos na indústria por suas
propriedades metalúrgicas e mecânicas. O ponto de fusão relativamente mais baixo
do que dos aços, consumindo menos energia, e o controle do processo de fusão
relativamente mais simples o tornam um produto mais barato. A boa resistência
mecânica, estabilidade química e dimensional e a boa usinabilidade também
contribuem para sua ampla aplicação. Ele é amplamente empregado na fabricação
de bases de máquinas, tubulações, blocos de motor, carcaças de caixas de redução,
entre outros.
O aspecto escuro da fratura pela grande concentração de grafita (carbono no
estado livre) é que traz o nome ao ferro fundido cinzento. A disposição da grafita e
sua morfologia dentro da microestrutura são os fatores que mais influenciam a
usinagem, sendo mais importantes que a dureza na usinabilidade (FERRER, 2006).
A estrutura lamelar da grafita funciona como um quebra cavaco natural, e a grafita
funciona como um lubrificante sólido. Assim os elementos grafitizantes como o
carbono e o silício melhoram a usinabilidade, ocorrendo o contrário com os
inibidores da grafitização (ASM, 1967). Os veios de grafita funcionam ainda como
amortecedores de vibração e a fase intermediária de cementita (Fe
3
C) proporciona
boa resistência ao desgaste pela elevada dureza (FERRER, 2006).
A morfologia da grafita e dos microconstituintes ao seu redor tem papel
fundamental na usinabilidade do ferro fundido. Assim, materiais com a mesma
dureza, mas com microestruturas diferentes podem apresentar valores de
usinabilidade bastante diferentes. Além disso, a presença de inclusões de areia dos
moldes de fundição pode prejudicar significativamente a usinagem do material
(Ibidem).
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 59
O ferro fundido cinzento GG25 usado nos ensaios se enquadra na categoria
lamelar, com resistência à tração aproximada de 310 N/mm
2
e dureza típica entre
180 e 220 Hb, tendo característica frágil ao usinar, apresentando cavaco curto e
quebradiço.
O cavaco é gerado por propagação de trincas, formando pequenos segmentos
que em baixas velocidades acabam se soldando por caldeameamento devido às
altas pressões e temperaturas geradas no contato com a face da ferramenta
resultando num aspecto mais coeso ao cavaco (SCHULZ, 1989). A Figura 2.20
mostra micrografias de cavaco de GG25 usinado em velocidade de corte na zona de
transição entre corte convencional e HSC.
À medida que a velocidade de corte aumenta, a velocidade de propagação das
trincas no cavaco também cresce, e há menos tempo para que o calor seja
conduzido para outras regiões, o que aliado à maior energia cinética fornecida aos
segmentos, diminui a tendência de formação da “solda” destes segmentos,
reduzindo o tamanho do cavaco. Isto facilita a expulsão do mesmo, diminuindo o
tempo de contato com a face da ferramenta e conseqüente transferência de calor,
contribuindo positivamente para redução do desgaste. A temperatura da ferramenta
se mantém a níveis suportáveis, proporcionando tempo de vida adequada mesmo
com o aumento significativo da velocidade de corte (SCHULZ, 2001).
Vista lateral
Vista superior
Figura 2.20 – Cavaco de GG25 usinado a 750 m/min.
Fonte: (SCHULZ, 1989)
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 60
2.11 Condições Econômicas de Usinagem
Para otimização do processo de usinagem é preciso, sobretudo, focar a
atenção sobre a produtividade, gastos com ferramental e hora-máquina. À medida
que os valores dos insumos mudam, os cálculos precisam ser atualizados para obter
máximo retorno dos recursos empregados. A escolha dos parâmetros usados no
processo não deve ignorar a estratégia adotada pela empresa. Ou seja, se a
estratégia momentânea é produzir mais rápido, deve-se abrir mão da economia com
o ferramental, para atender à demanda com maior rapidez. Se ao contrário, a
demanda cai, pode ser mais importante racionalizar o uso do ferramental.
A maneira trivial de cálculo de custos e otimização de usinagem é
apresentada por STEMMER (1993) baseado na teoria desenvolvida por TAYLOR,
considerando as velocidades de máxima produção e a velocidade de menor custo.
Segundo esta abordagem o custo de produção de um lote de peças depende
fundamentalmente do tempo de execução do lote. Para avaliação detalhada do
tempo de fabricação é preciso decompô-lo em fatores relacionados diretamente ao
processo de usinagem e os tempos indiretos também chamados de preparação ou
setup. O tempo total ou tempo global (T
p
) de produção é então a soma dos tempos
de execução (T
e
) e dos tempos de preparação (T
pr
). Como tempo de preparação
subentende-se os tempos necessários à preparação de máquina, ferramentas e
dispositivos, organização do ambiente de trabalho, teste de programa, entre outros.
Os tempos de execução podem ser divididos em duas categorias principais:
i) tempo básico de execução (t
b
);
ii) e tempo distribuído (t
d
), devido ao pessoal, à ferramenta, ao equipamento e ao
material.
Os tempos básicos são divididos em tempo principal (t
p
), tempo de corte
efetivo e os tempos secundários (t
s
) ou improdutivos. Os tempos improdutivos são os
tempos gastos para carga e descarga da máquina, reposicionamento de eixos,
paradas para troca de ferramentas, ou seja, são os tempos em que a máquina está
operando, mas sem corte efetivo. Os tempos distribuídos são os tempos envolvidos
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 61
na substituição de ferramentas e tempos de paradas ocasionados pelo operador
(almoço, descanso, entre outros).
A relação entre o custo de produção e o tempo global é aproximadamente
linear. A redução do tempo de preparação é conseguida através de um
planejamento adequado da produção, ou com o uso de dispositivos com troca
rápida. Os tempos secundários podem ser reduzidos pelo uso de alimentação
automática, ferramentas gêmeas, troca rápida de ferramentas e uso de estratégias
de usinagem adequadas. A redução dos tempos principais pode ser alcançada pelo
aumento da velocidade de corte, avanço, profundidade de corte adequada.
A principal contradição no uso de parâmetros de corte mais agressivos é que
à medida que se aumenta a velocidade de corte ocorre o aumento exponencial do
desgaste da ferramenta. Por esse motivo, é preciso determinar o ponto de equilíbrio
entre os gastos com ferramental e a produtividade, como já comentado. Assim,
chamando de T
v
o tempo de vida da ferramenta e de t
tf
o tempo de troca da
ferramenta, o tempo global de produção pode ser calculado pela Equação 2.12:
tf
v
p
p
t
T
tm
tm)
s
t
d
t(m
pr
T
p
T
Eq. 2.12
Onde m é a quantidade produzida. O tempo de troca da ferramenta (t
tf
) é o
tempo gasto para preparação da ferramenta, multiplicado pelo número de trocas
necessárias à execução do lote. Desta forma, se a vida da ferramenta for muito
pequena os tempos secundários aumentam e o tempo de troca também aumenta,
reduzindo a eficiência do processo. A Figura 2.21 mostra a relação do tempo de
usinagem com a velocidade de corte, evidenciando a importância da avaliação
criteriosa ao trabalhar com alta velocidade.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 62
Figura 2.21 – Relação entre a velocidade de corte e o tempo de usinagem.
Adaptado de STEMMER (1993).
Esta abordagem serve para otimização de tempo de usinagem. A velocidade
de máxima produção é obtida derivando-se a Equação 2.12 em relação à velocidade
de corte. A Equação 2.12 é combinada à formula de cálculo de vida de TAYLOR,
Equação 2.13, para determinar o valor teórico do menor tempo de produção. Assim
a equação de TAYLOR estabelece o tempo de vida através das constantes C
t
e n,
dependentes do material da ferramenta e do material a ser usinado:
n/1
c
v
t
C
v
T
(Equação de TAYLOR)
Eq. 2.13
Combinando as equações 2.12 e 2.13 se obtém:
t
[min]
v
c
[m/min]
T
e min
T
pr
+t
s
v
max
T
p
t
tf
t
p
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 63
tf
t
n/1
Cf1000
1n/1
c
vldπm
f
c
v1000
ldπm
)
s
t
d
t(m
pr
T
p
T
t
Eq. 2.14
Derivando a Equação 2.14 em relação à velocidade de corte tem-se:
0
tf
t
2n/1
c
v
n/1
t
Cf1000
ldπm
)1
n
1
(
2
c
v
1
f1000
dlπm
c
dv
p
dT
Eq. 2.15
Desta igualdade obtêm-se o valor teórico da velocidade de máxima produção
v
max
e do tempo de vida teórico da ferramenta T
vmaxpr
, conforme proposto por
TAYLOR:
n/1
tf
t
max
n
t)n1(
C
v
,
tfprmaxv
t
n
)n1(
T
Eq. 2.16
Eq. 2.17
A partir desta avaliação, um gráfico semelhante ao da Figura 2.21 é obtido,
quando são feitos cálculos para o custo de produção em relação à velocidade de
corte. Neste tipo de análise a velocidade de máxima produção é geralmente maior
do que a velocidade de custo mínimo.
A velocidade de custo mínimo v
cmin
e o tempo de vida econômico T
ve
são
obtidos pelas Equações 2.18 e 2.19:
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 64
n/1
tfpfTv
p
60minc
tCC1
n
1
C
vv
,
p
tfpfTv
ve
C
tCC
1
n
1
T
Eq. 2.18
Eq. 2.19
Onde v
60
é velocidade tabelada correspondente á vida de 60 minutos, C
p
é o custo
de hora máquina (incluindo pessoal, maquinário) e C
fTv
é o custo da ferramenta para
determinada vida T
v
.
A problemática envolvida nestes cálculos é que os dados referentes ao
sistema peça-ferramenta são particulares a cada processo e precisam ser definidos
empiricamente, não sendo possível seu uso para dimensionamento de processos
ainda não executados.
Uma outra abordagem utiliza o custo de produção para determinação do
ponto ótimo de trabalho. Segundo as linhas gerais propostas pela norma VDI 3321,
SCHULZ (1989) apresenta a metodologia de cálculo baseada no custo de produção
por volume de material removido. Estes cálculos levam em conta não somente o
tempo de produção, mas também o custo da hora-máquina, do ferramental e da
mão-de-obra envolvida. A relação entre a velocidade de corte e os custos de
usinagem é representada na Figura 2.22. Conforme esta figura o custo unitário K
f
por peça é calculado pela Equação 2.20:
v
p
fb
p
f
T
t
Ct
60
C
K
Eq. 2.20
Utilizando parâmetros de usinagem mais agressivos (velocidade de corte e
avanço, profundidade radial e largura de corte) diminuem os custos de máquina,
mas aumenta o custo da ferramenta pelo aumento do desgaste. Para calcular os
custos de produção a Equação 2.13 é colocada como função da peça, ou seja,
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 65
substituem-se na igualdade os tempos pelos respectivos parâmetros de corte.
Obtém-se então o custo por volume de material utilizando as Equações 2.21 e 2.22:
v
tf
pb
T
t
1tt
Eq. 2.21
O tempo de vida relativo ao volume de material removido calculado pela
Equação 2.22:
1000vzfaa
dπ
t
czpe
p
Eq. 2.22
Através das Equações 2.20, 2.21 e 2.22 é possível obter o custo por volume
de material removido:
v
f
p
v
tf
czpe
v
T
C
60
C
T
t
1
vzfaa
dπ
C
Eq. 2.23
A Figura 2.22 representa graficamente as relações entre o custo por volume
(C
v
), o custo do ferramental (C
f
) e o custo de máquina (C
maq
) com a velocidade de
corte.
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 66
Figura 2.22 – Relação entre a velocidade de corte e os custos de produção.
(V
otim
= V
c
otimizada de usinagem), adaptado de SCHULZ (1989).
2.12 Análise Estatística de Dados
Para avaliação dos dados coletados nos experimentos desenvolvidos neste
trabalho, são utilizadas ferramentas estatísticas para estudar o comportamento do
processo e o relacionamento entre os parâmetros de usinagem e as respectivas
variáveis.
Os métodos estatísticos apresentados a seguir podem ser utilizados para
auxiliar na avaliação de dados e determinação dos melhores parâmetros de corte.
Através da análise tanto dos resultados previstos quanto dos dados obtidos nos
experimentos é possível determinar o melhor ponto de trabalho e se os dois modelos
apresentados anteriormente são equivalentes.
A análise estatística de dados serve para relacionar os dados de várias
amostras e analisar a coerência dos resultados. Diversas técnicas podem ser
utilizadas para aprimorar a avaliação e verificar a confiabilidade das informações
obtidas. Para isso, este trabalho utiliza as técnicas descritas a seguir.
Custo por volume C
v
v
c
[m/min]
v
otim
C
v
C
f
C
maq
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 67
2.12.1 Regressão
As técnicas de regressão visam obter o perfil comportamental de determinado
processo, através da comparação do desvio da medida encontrada num
determinado ensaio em relação ao modelo proposto. Normalmente, é utilizado para
esta comparação o método dos mínimos quadrados, onde se interpolam os valores
com um tipo de equação matemática pré-definida – linear, exponencial, logarítmica,
spline – de maneira que a soma do quadrado dos desvios obtidos em relação à
média seja mínimo. Após a definição do perfil é possível verificar o nível de
relacionamento entre a curva calculada e os valores medidos através do coeficiente
de correlação obtido, que indica o quão próximo está o modelo matemático proposto
da distribuição amostral analisada. Na análise concomitante de três ou mais
variáveis são utilizadas as técnicas de regressão múltipla. Neste caso, o coeficiente
de correlação múltipla é a medida de quão bom os pontos se ajustam ao modelo
matemático (TRIOLA, et. al., 1999).
2.12.2 Análise de variância (ANOVA)
A análise de variância permite concluir, com grau de confiança conhecido, se
existem ou não diferenças entre as médias de mais de duas populações
(WERKEMA et al., 1996). Através da ANOVA é possível, além de comparar as
médias entre populações, avaliar a influência isolada e combinada dos parâmetros
na grandeza da variável em estudo. Comumente é utilizada a ANOVA de fator único
(somente um parâmetro), e a ANOVA de fator duplo (dois parâmetros). No caso do
estudo da influência de três ou mais fatores é necessário o uso da ANOVA para k
fatores, sendo necessário o uso de softwares específicos para os cálculos. Ao final
de todas as análises a saída é uma tabela onde o pesquisador obtém a correlação
das variáveis e parâmetros, as influências individuais e coletivas dos parâmetros, o
erro de estimativas e a confiabilidade dos dados. O grau de influência é apenas
qualitativo. Neste caso, pode-se afirmar qual a contribuição das variáveis e suas
interações, mas não é possível quantificá-las. Ou seja, é possível dizer quem
influencia mais, mas não o quanto. É necessário, para estes métodos que as
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 68
amostras tenham o mesmo tamanho. Quando as amostras são de tamanhos
diferentes é possível fazer a estimativa de dados não balanceados através da
estimativa dos dados perdidos.
2.12.3 Método de Taguchi
Os métodos de Taguchi se referem às técnicas de engenharia da qualidade
desenvolvidas pelo Dr. Genichi Taguchi, entre os anos de 1950 e 1960, para
analisar os vários níveis de qualidade relativos ao produto desde o projeto,
manufatura até sua utilização pelo consumidor final (LOCHNER e MATAR, 1990). A
partir de seus conceitos se desenvolveu a engenharia robusta (robust engineering).
O método de Taguchi pode ser empregado na otimização de variáveis. Através
da função perda. Com ele é possível estudar a influência dos parâmetros no
processo para obter o menor consumo de recursos. Usando a relação sinal resposta
é possível determinar, então, os níveis dos parâmetros que tornam o sistema menos
sensível aos ruídos externos ou as condições de máximo e mínimo do sistema em
análise.
A principal vantagem da estatística de Taguchi é possibilitar avaliação da
influência dos vários parâmetros e obter resultados similares da ANOVA, mas com
quantidade menor de dados (ROSS, 1991). Para elaborar uma tabela ANOVA
completa utilizando a metodologia tradicional (fatorial completo) são necessários s
f
ensaios, onde s é número de níveis e f é o número de fatores. Por exemplo, se
forem analisados três fatores com três níveis cada, seriam necessários 3
3
= 27
ensaios para elaborar um experimento fatorial completo, sem considerar a repetição
de três vezes cada condição de ensaio para obter a média pontual e aumentar a
confiabilidade dos resultados. Em contrapartida, utilizando os métodos de
experimentos fatoriais é possível reduzir a quantidade de ensaios através do uso de
arranjos ortogonais. Os arranjos ortogonais são tabelas padronizadas que indicam a
combinação de níveis e fatores, donde se podem obter informações sobre a
influência dos fatores individuais e suas interações no sistema em estudo, utilizando
apenas uma fração das combinações possíveis. Isto é particularmente útil na
realização de experimentos durante o processo produtivo, onde normalmente não há
Capítulo 2 – Usinagem HSC: Contexto e Tendências 69
disponibilidade de tempo de equipamento suficiente para realização de ensaios de
longa duração com dedicação exclusiva. A redução da quantidade de experimentos
é conseguida pelo que os estatísticos chamam de frações de fatoriais. Por exemplo,
para analisar um conjunto de sete fatores com dois níveis seriam necessários 128
testes (2
t
). Ao utilizar a fração de metade, um quarto ou um oitavo, somente parte
dos ensaios é necessária. No caso de sete variáveis para fração 1/8 (designada L8)
são necessários somente dezesseis testes.
A vantagem deste método é o tratamento de várias informações referente ao
processo conjuntamente, enriquecendo a análise. No sentido estatístico, quanto
mais graus de liberdade estiverem associados a um elemento, maior o conteúdo de
informações conhecidas com relação a este elemento. A principal deficiência em
relação à análise de variância tradicional é que dependo da quantidade de fatores e
do fatorial escolhido, os valores obtidos podem ser confundidos entre variáveis e
suas interações, o que é chamado de “mascaramento” dos resultados (Ibidem).
De acordo com a quantidade de parâmetros (fatores) e do tipo dos parâmetros
a serem analisados (contínuos ou discretos) se define a matriz a ser utilizada. Estas
tabelas são padronizadas e podem ser encontradas em literatura ou em softwares
específicos.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 70
3 MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo são apresentados os recursos e procedimentos adotados para
realização de experimentos a fim de atingir os objetivos propostos no capítulo 1,
usando os conceitos do HSC, estudados no capítulo 2.
Para estudo do processo de fresamento tangencial utilizando máquinas
convencionais, trabalhando em regime HSC, foram elaborados experimentos
conforme o fluxograma apresentado na Figura 3.1.
Os experimentos foram desenvolvidos com objetivo de estudar o processo de
fresamento HSC em operações de fresamento tangencial, conforme descrito no
capítulo 1. As atividades experimentais foram realizadas conforme apresentado no
fluxograma da Figura 3.1. Para execução dos ensaios principais (6) foi necessário
estudo prévio da capacidade do equipamento nos ensaios com faceamento (3) e da
resistência do material de corte quando aplicado em fresamento tangencial (5). A
partir destas observações foi possível a construção da ferramenta empregada nos
ensaios principais. Os dados obtidos nos experimentos foram, então, analisados
estatisticamente (7) para determinar as condições mais favoráveis de usinagem.
Após a análise, foram conduzidos ensaios finais (8) para comprovação dos
resultados, gerando a base para fundamentar a análise e conclusões finais.
Para início das atividades foi feito estudo detalhado das condições necessárias
ao emprego da alta velocidade de corte no fresamento (1). Nesta fase foi feito o
levantamento do ferramental necessário, das operações de corte a serem ensaiadas
e dos equipamentos disponíveis na empresa Trützschler, local onde foram
executados os ensaios.
Após a análise preliminar do problema e levantamento dos recursos
disponíveis, foi realizado o planejamento para realização dos experimentos (2).
Durante a fase de planejamento foi constatada a necessidade de realização de
experimentos iniciais, que não envolvessem grandes investimentos para o
reconhecimento das condições de corte. Isto porque não se dispunha nem de
ferramentas, tampouco de informações a respeito do fresamento tangencial de
desbaste com a geometria de corte a ser ensaiada. Para tanto, optou-se pelo uso
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 71
dos recursos disponíveis na empresa e, como a não havia ferramenta disponível
para execução dos experimentos com fresamento tangencial, foram realizados os
testes preliminares utilizando operação de faceamento (3).
Figura 3.1 – Planejamento das atividades experimentais
Após os ensaios iniciais foi construída uma ferramenta simplificada para
verificar a estabilidade do material de corte nas condições mais severas, impostas
pelo corte tangencial (4). Ao final foi construída a ferramenta necessária à execução
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 72
dos ensaios principais e dos ensaios para avaliação das melhores condições de
usinagem no processo em estudo (etapas 6 e 8).
Nos ensaios preliminares (3) foram coletados dados de temperatura da peça,
rugosidade e potência de corte com a finalidade de verificar as condições de
trabalho e confirmar as mudanças no processo de corte ao cruzar a faixa de
transição, conforme previsto na literatura. As medições de potência foram tomadas
de maneira simplificada pela medição de consumo de corrente elétrica pelo
equipamento durante o corte. A temperatura da peça ao final de cada passe foi
medida com termômetro infravermelho. A rugosidade foi avaliada em caráter
orientativo, visto que na operação de desbaste em estudo o objetivo era obter a
maior taxa de remoção de material possível e não a obtenção de acabamento. Os
recursos utilizados são detalhadamente apresentados nas seções que se sucedem.
Os experimentos iniciais com a ferramenta de corte tangencial simplificada (5)
usaram a mesma técnica de medição dos ensaios preliminares. Durante estes
ensaios foi constatada a necessidade de usar meios mais eficientes de medição de
potência, pois o menor tempo de ensaio dificultou a tomada de dados. Como nos
ensaios principais (6 e 8) o tempo de execução tenderia a ser ainda menor, estudou-
se a possibilidade de obter os dados diretamente do sistema de medição de
potência do comando da máquina. Na fase inicial dos ensaios com a ferramenta
simplificada ainda foi usada a medição direta pela dificuldade de gravar e extrair os
dados do computador da máquina. A saída principal da etapa 5 foi fornecer dados
para construção da ferramenta definitiva a ser usada nos ensaios principais.
Durante os experimentos principais (6) foi realizada a medição de potência e
das velocidades de avanço através do comando da máquina. Os experimentos
foram planejados conforme a metodologia de Taguchi, de maneira a constituir um
experimento fatorial completo e evitar o mascaramento de resultados descritos na
seção 2.12. Foi aplicada a análise de variância para verificar a coerência dos
resultados e ao final foram realizados os ensaios para confirmação dos mesmos (8).
O objetivo destas etapas (6 e 8) foi, através do acompanhamento da evolução das
avarias na ferramenta e da potência de corte, determinar as condições mais
favoráveis e econômicas de corte.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 73
3.1 Equipamento utilizado nos ensaios
Os ensaios foram executados em centro de usinagem com comando numérico
computadorizado (CNC) convencional com as seguintes características:
Especificação: Centro de usinagem NBH 350;
Fabricante: Thyssen – Hüller Hille;
Capacidade de Carga: 3500 kg;
Cursos: X = 1800; Y = 1600 e Z = 1400 mm;
Fuso: Cone ISO 50;
Potência: 46 kW, 37 kW a 100% ED (tempo de atuação), 55 kW a 40%
ED;
Rotação máxima: 10000 rpm;
Velocidade de avanço: máxima 30 m/s;
Aceleração: 0,4 g;
Força de avanço: máxima 25 kN;
Tempo de troca de ferramenta: 10 a 12 s (cavaco a cavaco);
Comando: Sinumeric 840 D – Siemens;
3.2 Corpo de prova
Os corpos de provas escolhidos para os ensaios são segmentos de arcos com
raio de 600 mm, comprimento de 900 mm, larguras de 40 e 78 mm (face) e
espessura 56 mm. As peças são fundidas pelo processo a indução na liga de ferro
fundido cinzento GG25 com tratamento térmico posterior de alívio de tensões, e
dureza típica entre 188 e 212 Hb. A composição química das corridas de fundição
dos lotes de material usados nos ensaios é mostrada na Tabela 3.1.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 74
Tabela 3.1 – Composição química dos lotes usados nos ensaios
(segundo fabricante)
Composição
[%]
Corrida
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Mo
Cu
Ti
Sn
C190F03
3,22
2,06
0,458
0,029
0,048
0,030
0,013
0,0040
0,49
0,0030
0,0490
C98F07
3,43
2,15
0,545
0,039
0,083
0,039
0,012
0,0005
0,55
0,0040
0,0550
C59F06
3,24
2,07
0,530
0,032
0,079
0,100
0,050
0,0600
0,58
0,0040
0,0670
C111F07
3,20
2,08
0,479
0,037
0,090
0,060
0,020
0,0020
0,57
0,0030
0,0066
C177F02
3,22
2,26
0,470
0,055
0,078
0,026
0,010
0,0005
0,48
0,0059
0,0600
C222F06
3,39
2,25
0,520
0,043
0,100
0,080
0,017
0,0020
0,52
0,0048
0,0580
Mínimo
3,20
2,06
0,458
0,029
0,048
0,026
0,010
0,0005
0,48
0,0030
0,0066
Média
3,28
2,15
0,500
0,039
0,080
0,056
0,020
0,0115
0,53
0,0041
0,0493
Máximo
3,43
2,26
0,545
0,055
0,100
0,100
0,050
0,0600
0,58
0,0059
0,0670
Como os ensaios foram realizados em grandes quantidades de peças e em
diferentes lotes de fabricação, os corpos de prova tinham composição química
variável representando bem as situações encontradas em ambiente fabril.
Os ensaios com operações de faceamento foram realizados na parte frontal da
peça. As operações de corte tangencial foram realizadas na parte superior,
utilizando interpolação circular. A Figura 3.2 mostra o corpo de prova e o dispositivo
de fixação usado nos ensaios. Na peça superior do dispositivo é indicada a região
em que foram executados os ensaios com faceamento e na peça mostrada na
posição intermediária do dispositivo é indicada a região onde foram realizados os
experimentos com corte tangencial.
O dispositivo usado para fixação da peça possui três posições. As duas
inferiores são usadas para operações de desbaste no fresamento tangencial, o que
possibilitou a execução mais rápida dos testes. Na posição superior são realizadas
as operações de acabamento. Esta parte do dispositivo foi adaptada para realização
dos ensaios com faceamento.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 75
Figura 3.2 – Corpo de prova fixado ao dispositivo de usinagem.
3.3 Ensaios com Fresamento Frontal
Seguindo o planejamento apresentado na Figura 3.1, inicialmente foram
realizados ensaios para estudo preliminar das condições de corte. Após a análise do
problema foram definidas as seguintes condições de contorno para execução dos
ensaios:
a) As medições deveriam interferir o mínimo possível no processo de usinagem;
b) Selecionar métodos de medição de acordo com os recursos disponíveis, evitando
investimentos adicionais na fase preliminar;
c) Possibilitar a repetição das condições de ensaio e medições em chão de fábrica;
Respeitando estas premissas, os experimentos foram planejados de forma que
as principais variáveis que têm mudança durante a transição do corte convencional
para o HSC fossem avaliadas. Durante os experimentos foram analisadas as
condições de corte com variação da velocidade de corte (v
c
), do avanço por dente
(f
z
) e da profundidade axial de corte (a
p
). Estes parâmetros serviram como entrada
para verificar mudanças na temperatura de corte, rugosidade e na potência de corte
na fase preliminar. Os parâmetros foram fixados nas seguintes faixas:
corpo de prova
corte
tangencial
região de
faceamento
1° desbaste
2° desbaste
acabamento
baste
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 76
268 m/min ≤ v
c
≤ 1931 m/min;
a
p
= 2,0; 3,0 e 4,0 mm;
f
z
= 0,15 mm e 0,30 mm
Pela geometria da peça escolhida como corpo de prova, a largura fresada no
faceamento tinha duas faixas. A porção mais espessa da peça resultou numa largura
fresada a
e
igual a 78 mm e na região mais delgada o a
e
foi de 40 mm. A Figura 3.3
apresenta esquematicamente a geometria de corte para os ensaios de faceamento.
Figura 3.3 – Geometria dos ensaios com faceamento.
A Figura 3.3 ilustra as condições de ensaio com fresamento de faceamento. O
cilindro em amarelo representa a ferramenta e o vetor v
c
a direção do movimento de
corte. São mostrados ainda os quatro furos adicionados na peça para fixação ao
dispositivo. Nela são identificadas, também as regiões com diferentes larguras de
fresamento.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 77
3.3.1 Temperatura de corte
Dentre os métodos de medição de temperatura apresentados na seção 2.8.1
foi escolhido o termômetro infravermelho para medir os níveis de temperatura
atingidos após o fim do corte, de acordo com a variação dos parâmetros de
usinagem. A medição de temperatura tomada ao final de cada passe de usinagem
foi feita com o seguinte equipamento:
Termômetro Infravermelho modelo Raynger ST – fabricante Raytec.
De acordo com a emissividade do material os valores de temperatura indicados
no aparelho podem variar. Desta forma, a emissividade do termômetro foi ajustada
conforme os valores tabelados para o aço e ferro fundido em 75% (dado do
fabricante do equipamento). Optou-se pelo corte a seco para que o meio lubri-
refrigerante não alterasse o valor da emissividade da superfície. Como ferramenta
foram utilizados insertos de corte cerâmico, os testes foram realizados a seco para
evitar a ocorrência de choques térmicos e eventuais lascamentos dos mesmos
(STEMMER, 1993, SHAW, 2005).
3.3.2 Rugosidade
A rugosidade superficial também é uma das variáveis que tende a mudar com o
aumento da velocidade de corte. Normalmente velocidades de corte mais elevadas
resultam em melhor acabamento superficial. (OLIVEIRA et. al., 2003 e SCHULZ,
1989). Como a rugosidade é um dos parâmetros de avaliação da usinabilidade,
foram feitas medições de rugosidade em três seções da peça, para estudar a
mudança do acabamento em altas velocidades. As medições foram feitas na direção
de avanço para captar as influências das marcas deixadas pelo avanço da
ferramenta e o cut off do equipamento foi ajustado em 0,8 mm para atingir o maior
comprimento de medição possível. Como já comentado no início deste capítulo, as
medições de rugosidade tiveram caráter orientativo, pois em operações de desbaste
as condições de ajuste e tolerância dos insertos são mais grosseiras e influenciam
os resultados (Tabela 3.2).
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 78
Tabela 3.2 – Variação do posicionamento dos insertos durante as trocas
Cone 1
1ª
montagem
Cone 1
2ª
montagem
Cone 2
1ª
montagem
Cone 2
2ª
montagem
Cone 2
3ª
montagem
Cone 2
4ª
montagem
Batimento axial
[mm]
0,075
0,077
0,079
0,077
0,076
0,078
Batimento radial
[mm]
0,045
0,037
0,051
0,043
0,032
0,044
A Tabela 3.2 mostra a variação do posicionamento dos insertos da fresa usada
nos ensaios de faceamento. A fresa foi montada em dois cones (cone 1 e 2) para
verificar se havia influência dos mesmos na fixação. Os valores de batimento axial e
radial foram semelhantes nos dois cones, podendo ser atribuído ao corpo da fresa. A
pequena diferença nos valores é causada pela variação no tamanho dos insertos.
A qualidade de batimento alcançada prejudica a repetibilidade das condições
de corte e impossibilita que os valores de rugosidade sejam usados como
parâmetros conclusivos. De qualquer forma, foram realizadas medições de
rugosidade para verificação da variabilidade nos ensaios iniciais, usando o seguinte
equipamento:
Rugosímetro portátil modelo Suftest 211 – fabricante Mitutoyo.
3.3.3 Potência
Como visto na seção 2.9.1 a potência de corte é uma das maneiras para
quantificar a usinabilidade dos materiais, sendo utilizada para avaliação do
processo. Inicialmente foi empregada a formulação apresentada pela Equação 2.1
para comparar os resultados obtidos com o valor teórico e verificar a coerência dos
resultados nos ensaios com faceamento. Os dados de energia específica de corte
usados nos cálculos são tabelados para os materiais comuns e podem ser
encontrados em catálogos de ferramentas (SANDVIK - COROMANT, 2007).
Nesta etapa dos experimentos, é executada a medição de potência através da
corrente elétrica consumida pelos acionamentos da máquina. O valor da potência
atuante (P
liq
) pode ser calculado através da corrente consumida pela relação
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 79
apresentada na Equação 2.11. Os valores de corrente foram obtidos usando o
instrumento descrito a seguir:
Alicate amperímetro modelo Campmeter 36, precisão de leitura 2% – fabricante
Fluke.
3.3.4 Ferramenta para faceamento
Na primeira fase dos experimentos os ensaios realizados com fresamento
frontal usaram fresa de faceamento tipo Auto (SANDVIK - COROMANT, 2007). As
especificações técnicas da ferramenta usada nesta etapa, apresentada na Figura
3.4, são:
Fresa de faceamento tipo AUTO, diâmetro nominal 100 mm, número de dentes
Z = 14, raio de corte (pré-set) = 53,67 mm;
Inserto cerâmico de Si
3
N
4
, raio de ponta 2,5 mm, ângulos de saída radial (
f
)
igual a -7°e axial (
p
) igual a 4°, e ângulo de posição (
r
) igual a 45°.
Figura 3.4 – Fresa usada para ensaios preliminares.
3.3.5 Equipamentos auxiliares
Foram empregados ainda os seguintes equipamentos na preparação dos
experimentos:
Pré-set de ferramentas modelos REDO VQ 0052 – fabricante Zoller, usado
para ajuste dos insertos nas fresas;
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 80
Durômetro portátil Equotip 2000 – fabricante Proceq, para caracterizar a faixa
de dureza do corpo de prova (188 a 212 Hb);
Microscópio digital USB M2, lentes 50x e 100x – fabricante Scalar, para obter
as fotografias da aresta de corte e posterior avaliação de desgaste da ferramenta;
Câmera digital Optio 60, 6MP – fabricante Pentax, para fotos com menor
ampliação das ferramentas utilizadas.
3.3.6 Método de ensaios
Na fase de ensaios com fresamento frontal foi utilizada a ferramenta descrita
na seção 3.3.4, por já ser empregada no faceamento de desbaste de carcaças
fundidas. Isto permitiu partir de parâmetros pré-definidos pelo fabricante da
ferramenta para o estudo do comportamento da máquina e da estabilidade da
ferramenta nas condições de ensaio. Para fixação da peça nos ensaios com
fresamento frontal, foram removidos os grampos de fixação mostrados na Figura 3.2.
Foram executadas furações escalonadas na peça de diâmetro 20 mm para fixação
ao bloco do dispositivo (Figura 3.3). Aliada à variação da largura de usinagem, estes
furos serviram também para avaliar o comportamento da ferramenta em corte
interrompido.
A primeira parte dos experimentos foi realizada com variação crescente de
velocidade de corte a partir da faixa convencional até atingir a região HSC. Na
segunda parte dos ensaios com faceamento, além da velocidade de corte foi variada
também a profundidade de corte e o avanço por dente para verificar a influência dos
demais parâmetros de corte. Os parâmetros empregados nas duas etapas são
apresentados na Tabela 3.3.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 81
Tabela 3.3 – Parâmetros de corte usados no faceamento
(Etapa 1 e 2)
v
c
[m/min]
Etapa
f
z
[mm/dente]
a
p
[mm]
268
1
0,15
3
430
1
0,15
3
644
1
0,15
3
2
0,3
2
859
1
0,15
3
2
0,3
2
1073
1
0,15
3
2
0,3
2
1288
1
0,15
3
2
0,3
2
2
0,15
4
1931
2
0,3
2
3.4 Ensaios com Fresamento Tangencial
Após a execução dos ensaios preliminares os dados obtidos serviram de
entrada para o dimensionamento do processo e das ferramentas a serem utilizadas
nos ensaios principais com a operação de fresamento tangencial. Nesta fase os
experimentos também foram subdivididos em duas etapas. Na primeira etapa foi
construída uma fresa simplificada para reduzir o investimento necessário ao estudo
do processo. Na segunda etapa dos ensaios tangenciais foi construída a ferramenta
definitiva para ser utilizada no processo. A Figura 3.5 mostra esquematicamente a
geometria de corte definida para os ensaios tangenciais.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 82
Figura 3.5 – Geometria dos ensaios com fresamento tangencial.
Diferentemente dos ensaios com faceamento, a região usinada nestes ensaios
foi a parte superior da peça. A ferramenta, indicada em amarelo, descreve trajetória
circular com raio de 600 mm, segundo a orientação indicada pelo vetor v
c
. A
espessura da peça neste caso se manteve constante. A diferença principal entre as
duas ferramentas usadas para os ensaios nesta fase foi que a primeira ferramenta
possibilitava uma profundidade axial máxima de 10 mm sendo necessários seis
passes para executar a usinagem de toda a superfície da peça.
A inexistência de ferramenta comercial para a aplicação na operação de
usinagem escolhida para realização dos ensaios principais levou à construção de
uma ferramenta de baixo custo com pequeno número de insertos para avaliar
técnica e economicamente a aplicação do HSC nas condições exigidas.
Como critério mínimo para viabilidade da aplicação foi definido o tempo de vida
necessária à execução de quatro peças, pois é a quantidade feita num ciclo de
usinagem. Se este critério não fosse atendido, seria necessária parada para troca da
ferramenta no meio do ciclo, causando tempo de setup adicional.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 83
3.4.1 Medições executadas
Os valores obtidos com as medições de temperatura e rugosidade nos ensaios
com faceamento (1ª fase), apresentados na Tabela 4.1, não permitiram diferenciar
as condições de corte ensaiadas, assim na fase dos experimentos com corte
tangencial foram avaliadas somente a potência de corte e a vida da ferramenta como
critérios para usinabilidade. A medição da rugosidade também foi descartada porque
as operações de corte são de desbaste, sendo considerada a qualidade da
superfície um critério secundário neste tipo de operação.
Na primeira parte dos ensaios com corte tangencial foi adotado o mesmo
método de medição de potência descrita na seção 3.3.3, para estudo da estabilidade
da ferramenta e dos esforços de usinagem.
Para obter resultados mais precisos, na segunda etapa dos ensaios
tangenciais, foi feita a medição de potência com os recursos disponíveis no próprio
comando da máquina. As altas velocidades de avanço empregadas diminuíram o
tempo de usinagem e conseqüentemente o tempo para amostragem de dados,
exigindo sistema de medição mais eficiente, com intervalo de amostragem menor e
com condições de gravar as informações obtidas em tempo real. O uso da função
para diagnósticos (ServoTrace) do sistema CNC do equipamento possibilita a
elaboração de gráficos com intervalos de amostragem de milisegundos (SIEMENS,
2004), satisfazendo a necessidade para realização dos experimentos. Com os dados
mais detalhados do processo foi possível determinar com maior precisão o
comportamento do corte durante toda a trajetória da ferramenta.
É preciso observar que função ServoTrace permite a medição da potência
atuante no fuso da máquina, não sendo possível através dela, determinar a potência
total que seria a soma das potências de avanço e de corte. Para a análise dos
esforços de corte foi utilizada primeiramente o método de KIENZLE corrigido para
operações de fresamento. Como os resultados não foram satisfatórios os valores
teóricos foram recalculados conforme a formulação de ALTINTAS (seção 2.9.1)
porque com ela é possível separar as componentes da força de corte, sendo mais
coerente com a condição de medição dos ensaios (medição somente dos esforços
na direção tangencial ao movimento de corte).
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 84
3.4.2 Ferramentas desenvolvidas para corte tangencial
A título de comparação, a ferramenta usada nas operações convencionais é
mostrada na Figura 3.6. O inserto utilizado é de metal duro classe K (especial para
ferro fundido), com revestimento de tripla camada de TiCN, Al
2
O
3
, e TiN, possuindo
apenas duas arestas por pastilha. A máxima velocidade de corte empregada no
processo convencional para obter tempo de vida satisfatório é 150 m/min. Nesta
velocidade é possível usinar 20 peças por aresta, resultando num tempo de vida
aproximado igual a 75 minutos. Mesmo após testes com coberturas mais resistentes
com TiNAl, a condição de corte desfavorável limitou a vida da ferramenta,
principalmente pela ocorrência de vibrações, impossibilitando o aumento da
velocidade de corte além de 180 m/min, sem resultar redução significativa de tempo
e custo de usinagem.
a) fresa
b) inserto
Revestimento CVD, TiCN + Al
2
O
3
+ TiN.
Figura 3.6 – Ferramenta e inserto convencional.
D = 63 mm; Z = 4 cortes;
f
= 4,6°;
p
= 18°; máximo a
p
= 56 mm;
r
= 90°; ângulo de hélice = 36,5°
A ferramenta desenvolvida para os ensaios preliminares é mostrada na Figura
3.7. A geometria de corte com ângulos duplamente negativos (contato tipo U da
Figura 2.9) foi escolhida para proteger a aresta de corte e evitar as tensões de
tração prejudiciais aos materiais cerâmicos (WEINGAERTNER e SCHRÖTER,
2002). Foi escolhido o sistema de fixação com grampos pela simplicidade de
fabricação, já que a ferramenta seria utilizada somente em caráter provisório.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 85
Figura 3.7 – Fresa construída para a primeira etapa de fresamento tangencial.
D = 63 mm; Z = 5 cortes;
f
= - 8°;
p
= - 6°; máximo a
p
= 10 mm,
r
= 89°
Para corrigir o problema de deslocamento axial observado durante os testes de
aprovação da ferramenta, foi adicionado além do projeto original, o parafuso de
fixação indicado na foto à direita da Figura 3.7.
O desenvolvimento desta ferramenta seguiu a seqüência apresentada na
seção 2.7. Partindo então para definição do material de corte e tipo de inserto a ser
utilizado. Para trabalhar com velocidade de corte acima de 1000 m/min na usinagem
de ferro fundido os materiais de corte disponíveis são o Nitreto de Silício (Si
3
N
4
) com
o qual é possível atingir velocidades de corte de 2000 m/min com tempo de vida
satisfatório (SAHM, 2005) e o CBN. O CBN é descartado porque o custo por aresta
de corte ainda torna sua aplicação inviável no fresamento. Comparativamente, a
aresta de CBN custa cerca de R$250,00 (uma aresta por pastilha), contra cerca de
R$11,76 do metal duro revestido usado no processo convencional (duas arestas por
pastilha) e R$4,43 do Si
3
N
4
(oito arestas por pastilha). Por estes motivos foi definido
que a construção da ferramenta usaria inserto intercambiável de Si
3
N
4
.
O inserto cerâmico usado nas operações HSC possui geometria quadrada de
12 mm e possui oito arestas de corte disponíveis.
parafuso de fixação
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 86
Na segunda etapa foi construída a ferramenta definitiva de acordo com as
observações dos experimentos anteriores. Esta ferramenta, mostrada na Figura 3.8,
é uma combinação da geometria de corte adotada na primeira ferramenta e das
dimensões da ferramenta empregada no corte convencional. Ou seja, para atingir a
mesma profundidade axial de corte do processo convencional foi necessário
combinar 6 linhas de insertos, construindo uma fresa mais longa.
Figura 3.8 – Ferramenta definitiva.
D = 80 mm; Z = 4 cortes;
f
= - 8°;
p
= - 6°; max. a
p
= 60 mm,
r
= 90°, ângulo de hélice 7°.
Para corrigir o problema de deslocamento axial dos insertos, que ocorreu com
a ferramenta anterior, a nova fresa foi construída com fixação tipo cunha, para ter
maior eficiência durante o corte. O ângulo de posição (
r
) também foi alterado para
90°, eliminando os degraus deixados durante a usinagem pela inclinação da
ferramenta. A disposição dos insertos foi levemente helicoidal com ângulo de hélice
de 7° para possibilitar maior suavidade de corte, através da condição de contato
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 87
mais favorável obtida pela transição progressiva do corte entre os dentes. A Hélice
proporciona um aumento gradual da espessura do cavaco ao longo dos dentes da
fresa, pela variação progressiva da área de contato (POLLI, 2005). Por este motivo
as fresas helicoidais são usadas para reduzir as variações bruscas nas
componentes oscilatórias das forças de usinagem, que são uma das causas de
vibração.
3.4.3 Organização de experimentos com corte tangencial
Os ensaios de corte tangencial com a ferramenta simplificada mostrada na
Figura 3.7, seguiram a seqüência mostrada na Tabela 3.4.
Tabela 3.4 – Variação dos parâmetros no teste da ferramenta tangencial
(etapa preliminar)
v
C
[m/min]
f
z
[mm]
a
e
[mm]
1200
0,25
1
1200
0,25
1,5
1200
0,25
2
1200
0,3
1
1200
0,3
3,5
1000
0,12
1
1000
0,12
3,5
800
0,08
1
800
0,08
3,5
Na segunda etapa foi usada a metodologia estatística de Taguchi (ROSS,
1991) para projeto dos experimentos. Nesta fase os ensaios foram planejados para
abranger a faixa mais alta de velocidades de corte testada nas fases anteriores
(entre 1200 e 1800 m/min). Foi escolhido trabalhar com os três parâmetros principais
de corte (velocidade, avanço e profundidade) e com três níveis para cada parâmetro
(V
c
= 1200, 1500 e 1800 m/min; f
z
= 0,1, 0,2 e 0,3 mm/dente; a
e
= 1, 1,5 e 3 mm).
Para evitar o mascaramento na análise as combinações de três parâmetros e três
níveis exigiram a montagem de um experimento fatorial completo com o uso de uma
matriz de Taguchi L
27
com 27 experimentos, apresentada na Tabela 3.5.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 88
Tabela 3.5 – Variação dos parâmetros nos testes principais
Seqüência
padrão
a
e
[mm]
f
z
[mm]
v
c
[m/min]
Rearranjo
a
e
[mm]
f
z
[mm]
v
c
[m/min]
1
1
0,1
1200
1
1
0,1
1200
2
1
0,1
1500
2
1,5
0,1
1200
3
1
0,1
1800
3
1
0,3
1200
4
1
0,2
1200
4
3
0,1
1800
5
1
0,2
1500
5
1,5
0,2
1800
6
1
0,2
1800
6
3
0,1
1500
7
1
0,3
1200
7
1
0,3
1800
8
1
0,3
1500
8
3
0,3
1500
9
1
0,3
1800
9
1,5
0,1
1800
10
1,5
0,1
1200
10
3
0,2
1800
11
1,5
0,1
1500
11
1
0,1
1800
12
1,5
0,1
1800
12
3
0,3
1800
13
1,5
0,2
1200
13
1,5
0,3
1800
14
1,5
0,2
1500
14
3
0,3
1200
15
1,5
0,2
1800
15
1
0,2
1800
16
1,5
0,3
1200
16
1
0,1
1500
17
1,5
0,3
1500
17
1
0,2
1500
18
1,5
0,3
1800
18
3
0,2
1200
19
3
0,1
1200
19
1
0,2
1200
20
3
0,1
1500
20
1
0,3
1500
21
3
0,1
1800
21
1,5
0,2
1500
22
3
0,2
1200
22
1,5
0,3
1500
23
3
0,2
1500
23
3
0,1
1200
24
3
0,2
1800
24
1,5
0,3
1200
25
3
0,3
1200
25
1,5
0,1
1500
26
3
0,3
1500
26
3
0,2
1500
27
3
0,3
1800
27
1,5
0,2
1200
A seqüência padrão foi redistribuída com aleatorização simples conforme
ROSS (1991) para evitar que tendências dos ruídos influenciem nos resultados
finais. A seqüência final de execução é mostrada na coluna denominada rearranjo
da Tabela 3.5.
Após a obtenção dos dados, foi aplicada a análise de variância (ANOVA) para
verificar a influência de cada parâmetro, as respectivas interações no sistema e o
nível de confiabilidade dos resultados. Para comprovar os resultados foram
realizados ensaios de confirmação com as condições obtidas pelo método de
Taguchi.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos 89
Nos ensaios de confirmação foi avaliado o processo com as técnicas
tradicionais de medição da vida da ferramenta e comparado os resultados com a
análise de condições econômicas de usinagem apresentadas na seção 2.11. As
técnicas de regressão linear apresentadas na ISO 3685 (1993) para o controle de
desgaste foram adotadas para análise final dos dados, usando o método dos
mínimos quadrados para testar a correlação entre os valores com o perfil obtido
pelos cálculos de interpolação linear. O método de medição de desgaste descrito na
norma ISO 3685 foi adaptado para quantificar a evolução das avarias, características
à aplicação de insertos cerâmicos (conforme seção 2.6.2).
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 90
4 RESULTADOS OBTIDOS
Seguindo a seqüência apresentada na Figura 3.1, os resultados obtidos são
apresentados em duas seções: a seção 4.1 é referente aos ensaios preliminares
com faceamento; na seção 4.2 são apresentados os valores dos ensaios principais
com fresamento tangencial. Estes, por sua vez, também são divididos em três
partes: na primeira são abordados os ensaios realizados com a ferramenta
simplificada (seção 4.2.1); na segunda parte são tratados os experimentos com a
ferramenta principal (4.2.2 e 4.2.3); no final são apresentados os testes para
comprovação dos resultados obtidos nos ensaios principais (seção 4.2.4).
4.1 Ensaios com Faceamento
A fase inicial de testes com faceamento foi executada de acordo com a Tabela
3.3. Os dados de potência coletados nos ensaios são demonstrados na Figura 4.1
Potência (P) x Velocidade de Corte (v
c
)
0
10
20
30
40
50
268 430 644 859 1073 1288
v
c
[m/min]
P [kW]
Pmin [kW] Pmax [kW] Ptmax [kW] Ptmin [kW]
Figura 4.1 – Gráfico de potência consumida em relação à variação de v
c
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 91
Os valores de potência foram obtidos pela medição direta da corrente elétrica
na entrada do acionamento da máquina. Para obter o valor da energia líquida
consumida durante o corte, foi rodado o programa de usinagem em vazio (sem corte
efetivo) em cada velocidade e os valores obtidos foram subtraídos dos valores
obtidos nos ensaios. Os valores indicados como P
min
e P
max
na Figura 4.1 são a
potência mínima e máxima respectivamente, medidas em cada condição ensaiada,
pois como mostrado na Figura 3.2 e Figura 3.3 o corpo de prova possui regiões com
profundidades de corte (a
e
) distintas (40 e 78 mm), o que causa dois níveis de
potência consumida. As potências P
tmin
e P
tmax
são os valores de potência teóricos
calculados para as regiões de consumo mínimo e máximo respectivamente, obtidos
pela Equação 2.1 (DEVRIES, 2004 e SHAW, 2005).
O gráfico da Figura 4.1 mostra que ocorre uma ligeira alteração na potência de
corte em velocidade próxima de 800 m/min, coincidindo com a velocidade de
transição obtida por SCHULZ (1989) para o ferro fundido GG25.
Outro fato importante a ser observado é que o gráfico indica pequena redução
da potência em relação ao valor teórico calculado pela Equação 2.1, à medida que a
velocidade de corte aumenta. Evoluindo na análise desta tendência executou-se
testes com variação do avanço por dente (f
z
), aumentando, para isso o avanço por
rotação da fresa. A Figura 4.2 resume as medições de potência nos testes
preliminares, apresentando os resultados das medições efetuadas na primeira e
segunda parte dos testes com faceamento. Para facilitar a interpretação as potência
máxima e mínima medidas na etapa anterior foram identificadas com sufixos que
representam os valores da profundidade de corte axial, da largura de corte, e do
avanço por dente, apresentados nesta ordem entre parênteses na legenda da Figura
4.2. O sufixo t, colocado logo após o símbolo da potência foi usado para diferenciar
a potência teórica da potência medida.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 92
Potência x Velocidade de Corte
0
20
40
60
80
100
120
268 430 644 859 1073 1288 1931
Vc [m/min]
P[kW]
P(3;40;0,15) Pt(3;40;0,15) P(3;78;0,15) Pt(3;78;0,15)
P(2;78;0,30) Pt(2;78;0,30) P(4;78;0,15) Pt(4;78;0,15)
Figura 4.2 – Gráfico de variação de potência com os parâmetros de corte.
O gráfico que resume os resultados da medição de potência dos ensaios com
faceamento é apresentado na Figura 4.2. Os valores das medições se mostraram
bastante coerentes com o modelo da Equação 2.1, exceto nas medições executadas
com o avanço por dente igual a 0,3 mm. Nesta condição, à medida que a velocidade
de corte aumentou, cresceu a diferença entre a potência medida e a calculada. Duas
hipóteses explicam esta diferença significativa nos valores:
a) a redução da força com o aumento da seção de corte, conforme previsto por
STEMMER (1993);
b) o aparelho de medição não conseguiu captar o valor máximo da potência, pois
os intervalos de medição reduziram abaixo de 0,3 segundos nas velocidades de
avanço com f
z
igual a 0,3 mm.
Dentre estas duas hipóteses, o mais provável é que a deficiência do aparelho
de medição seja a causa da discrepância, pois com o aumento da profundidade de
corte, também houve aumento da seção de corte, sem mudanças significativas entre
o que foi medido e o previsto.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 93
Para analisar a variação percebida sobre outro ponto de vista, foi estudado o
comportamento da força de corte nas condições de ensaio. A Figura 4.3 mostra a
variação da força de corte F, em relação à velocidade de corte. Os valores de força
foram calculados através da divisão da potência de corte P pela velocidade de corte
v
c
.
Variação da Força de corte (F
c
) com a Velocidade de corte (v
c
)
15
25
35
45
55
268 430 644 859 1073 1288 1931
v
c
[m/min]
F
c
[N]
F
c
(a
e
= 78 mm; f
z
= 0,30)
F
c
(a
e
= 78 mm; f
z
= 0,15)
F
c
(a
e
= 40 mm; f
z
= 0,15)
F
t
(a
e
= 40 mm; f
z
= 0,15)
F
t
(a
e
= 78 mm; f
z
= 0,15)
F
t
(a
e
= 78 mm; f
z
= 0,30)
Figura 4.3 – Variação da força de corte com a velocidade de corte.
A Figura 4.3 mostra ligeira redução na força de corte com o aumento da
velocidade de corte. Este fato pode ser atribuído à mudança na energia específica
de corte (Equação 2.1) com o aumento da velocidade, conforme descrito por
KRONEMBERGER (1961) e HOFFMAN et al. (2004). A diferença mais acentuada
percebida na força de corte no avanço por dente f
z
= 0,3 pode ser atribuída à
deficiência do equipamento para aquisição de sinais de curta duração. Para
solucionar este problema foi necessário o uso de outra alternativa para a aquisição
de dados, conforme apresentado nos ensaios principais (seção 4.2.2).
Na segunda fase dos testes com faceamento foram medidas a temperatura,
rugosidade e potência, conforme descrito na seção 3.3, com variação do avanço por
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 94
dente, da profundidade axial de corte e da velocidade de corte, parâmetros
apresentados na Tabela 3.3.
As medições de temperatura e rugosidade durante os ensaios com faceamento
indicaram pequena variação com a velocidade de corte, conforme mostrado na
Tabela 4.1. O método de medição de temperatura não foi sensível para perceber
mudanças de temperatura localizadas na região de corte. Conforme indicado por
SILVA (1998) ao passar do regime convencional para as altas velocidades de corte
há redução da temperatura da peça, pois a maior parte do calor flui junto com o
cavaco. Como macroscopicamente os resultados obtidos são idênticos, tanto na
faixa de velocidades de corte convencionais (644 e 859 m/min) quanto no HSC,
conclui-se que o método de medição empregado não é adequado para
caracterização do processo, provavelmente por causa da rápida dissipação do calor.
Métodos de medição mais elaborados descritos na seção 3.3.1 fogem ao escopo
deste trabalho, pois não são facilmente aplicáveis em ambiente fabril, sendo
descartada neste trabalho a avaliação da temperatura para caracterização do
processo.
No faceamento a mudança do acabamento superficial observada pode ser
atribuída às condições de montagem dos insertos, pois como a fresa e os insertos
são para operações de desbaste as tolerâncias de fabricação não possibilitaram
regularidade no batimento axial obtido entre as trocas de inserto (Tabela 3.2).
Embora a rugosidade seja um dos critérios usados na avaliação da usinabilidade,
como as diferenças registradas não são expressivas, o critério foi descartado como
indicador das condições ótimas de trabalho. Além disso, o acabamento superficial
tem importância secundária em operações de desbaste.
Os resultados das médias das medições de temperatura e rugosidade são
apresentados na Tabela 4.1.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 95
Tabela 4.1 – Rugosidade (R
a
) e temperatura da peça (T) no faceamento
(resultados médios de três medições, temperatura ambiente 22°C)
v
c
[m/min]
f
z
[mm/dente]
a
p
[mm]
R
a
[ m]
T
[ºC]
644
0,3
2
2,9
29
859
0,3
2
1,8
28
1073
0,3
2
2,4
29
1288
0,3
2
2,3
29
1931
0,3
2
2,7
29
1288
0,15
4
-
29
Foram coletadas amostras de cavacos em algumas condições de corte na
tentativa de encontrar as evidências da mudança do comportamento da usinagem
ao adentrar no regime HSC, ou seja, através de mudanças no mecanismo de
formação do cavaco ou coloração devido a temperaturas de corte mais elevada.
Constatou-se que o cavaco gerado em velocidades maiores apresentou estrutura
menos coesa e por isso mais leve e quebradiça. Isto pode ser uma evidência da
redução do fenômeno de caldeamento das lamelas descrito por SCHULZ (1989) e
HABER et al. (2004). O cavaco curto, típico do ferro fundido cinzento, não
possibilitou distinguir macroscopicamente alteração nos mecanismos de formação
do cavaco e em sua geometria. Percebeu-se somente centelhamento intenso
durante a usinagem a partir de 1073 m/min, confirmando visualmente o aumento da
temperatura do cavaco sem correspondente alteração da temperatura da peça.
Além do tamanho reduzido do cavaco outro fato que limita a avaliação do
processo, segundo este critério, é a variação de dureza do material. Os ferros
fundidos cinzentos podem apresentar uma ampla faixa de dureza, dependendo da
velocidade de resfriamento, da espessura da secção e da composição química do
material (FERRER, 2006). A dureza do material influencia diretamente na velocidade
de corte a partir da qual ocorre mudança na morfologia do cavaco (HOU e
KOMANDURI, 1997). Como a dureza varia bastante no material em estudo, mesmo
dentro da mesma corrida de fundição e sendo executado tratamento térmico de
alívio de tensões, a ampla faixa de variação de dureza (188 a 212 Hb) dos corpos de
prova também pode levar a conclusões equivocadas.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 96
Como os ensaios executados nas operações de faceamento foram de
pequena duração, não foi observada evolução significativa das marcas de desgaste
de flanco suficiente para caracterizar o tempo de vida da ferramenta. A avaliação do
corte interrompido e variação brusca de secção de usinagem (a
e
) gerou, contudo,
resultados satisfatórios, apontando para a viabilidade da aplicação da classe de
insertos em condições mais severas impostas durante o corte tangencial
4.2 Ensaios com Fresamento Tangencial
Após a execução dos ensaios com faceamento na primeira fase, foram
realizados experimentos com corte tangencial. Na primeira parte dos experimentos
foi construída uma ferramenta simplificada para estudar o comportamento do
processo frente a variação de parâmetros. Na segunda parte é construída a
ferramenta definitiva e executados os ensaios finais e ensaios de comprovação de
resultados.
4.2.1 Ensaios com ferramenta simplificada
Com os resultados obtidos nos testes de faceamento foi dimensionada a
ferramenta para execução da primeira etapa dos testes com corte tangencial. Os
resultados de medição de potência e observações sobre a integridade da ferramenta
durante o corte serviram como fundamento para construção das ferramentas usada
nos ensaios com corte tangencial.
As medições de corrente elétrica consumida durante o corte nos ensaios da
primeira etapa foram conduzidas conforme apresentado na Tabela 3.4. O resultado
parcial para as velocidades de corte de 1200 e 1400 m/min resultaram no gráfico
apresentado na Figura 4.4. Nas demais condições de ensaio, o pequeno avanço
utilizado causou avaria prematura da aresta de corte, sendo desconsiderados os
resultados para avaliação da potência de corte, porque a avaria aumenta
significativamente o consumo de potência. Os valores de potência de corte medidos
nos ensaios estão dispostos conforme a variação crescente da velocidade de corte
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 97
(v
c
). Os parâmetros de corte (f
z
e a
e
) usado nos ensaios são indicados logo acima do
eixo das abscissas. A curva na parte superior do gráfico indica a variação da força
de corte (F
c
) no decorrer dos ensaios.
Potência e Força x Velocidade de Corte
1
1
1,5
2
3,5
3,5
1
1
2
0,46
0,47
0,58
0,81
0,91
0,59
0,33
0,92
0,40
0,3
0,25
0,25
0,25
0,25
0,3
0,25
0,25
0,25
0
5
10
15
20
1200 1200 1200 1200 1200 1200 1400 1400 1400
v
c
[m/min]
P [kW]
a
e
f
z
Fc
Figura 4.4 – Gráfico de potência consumida no fresamento tangencial
(teste com a ferramenta simplificada)
Os resultados dos ensaios com a ferramenta simplificada, apresentados no
gráfico da Figura 4.4, mostraram que o parâmetro que mais influenciou a potência de
corte foi a profundidade radial de corte (a
e
). A figura mostra pequena redução na
potência de corte com o aumento da velocidade de corte (v
c
). Ao analisar os
resultados segundo a força de corte (F
c
), conforme indicado pela curva posicionada
na parte superior do gráfico da Figura 4.4, percebe-se uma redução mais
significativa da força com o aumento da velocidade, quando comparada à redução
indicada nos ensaios com faceamento (Figura 4.3). Foi observado, ainda, que a
evolução da avaria da ferramenta foi profundamente influenciada pelo avanço por
dente (f
z
). Na primeira seqüência de ensaios, utilizando um avanço por dente de
0,08 mm a vida da ferramenta não foi satisfatória, e as arestas de corte não
suportaram usinar mais que duas peças, totalizando um comprimento usinado (L
fz
)
de apenas 15,3 m, mesmo com velocidade de corte relativamente baixa (800 m/min).
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 98
Com o aumento do avanço por dente para 0,12 mm foi possível utilizar velocidade
de corte de 1000 m/min e usinar quatro peças com cada aresta de corte.
Aumentando o avanço ainda mais, os resultados foram melhores, sendo possível
usinar com velocidades de corte de 1400 m/min e obter oito peças por aresta de
corte, viabilizando a economicamente o processo. A redução da taxa de desgaste
com o aumento do avanço confirma os resultados encontrados por SCHULZ (1989)
e por SUDO et al. (2001), que conseguiram prolongar a vida da ferramenta com o
aumento do avanço, mantendo velocidade de corte constante.
Durante a execução dos testes, atenção especial foi dada à vida da ferramenta,
porque havia o risco de falha prematura por se utilizarem condições de corte fora
das usuais, para o material de corte escolhido. Na Figura 4.5 é mostrada a presença
das marcas em forma de pente, previstas na literatura (SCHULZ, 1989). Esta forma
de desgaste dificulta a avaliação da ferramenta, porque macroscopicamente não é
perceptível uma evolução gradativa de desgaste de flanco (características das
avarias). Repentinamente a ferramenta apresentou o desgaste mostrado nas
fotografias da Figura 4.5, sendo necessário o acompanhamento criterioso para
definir com confiabilidade, o tempo de vida da ferramenta e determinar o nível de
segurança do processo.
Figura 4.5 – Avaria do inserto, v
c
= 1000 m/min, f
z
= 0,12 mm, L
fz
= 36 m.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 99
4.2.2 Ensaios com a ferramenta definitiva
Os ensaios foram conduzidos na fase final de acordo com os parâmetros
apresentados na Tabela 3.5. Percebeu-se durante os ensaios, que o ponto de
descontinuidade de movimento de corte (bico), mostrado na Figura 4.6, causava
irregularidade no corte, ocasionando solavancos. Isto compromete a vida da
ferramenta e principalmente a segurança do processo. A descontinuidade no corte é
necessária porque, neste ponto, a trajetória da ferramenta é alterada para deixar
sobremetal para execução do furo que tangencia a superfície externa da peça. Após
este ponto a ferramenta retoma a trajetória normal, completando a interpolação
circular de raio 600 mm. No segundo passe de desbaste (posição intermediária do
dispositivo), após a execução do furo, o sobremetal é removido, não produzindo o
problema anteriormente observado.
Explicando melhor a ocorrência da descontinuidade no corte, no ponto descrito
os eixos da máquina não obedeciam às velocidades programadas. A velocidade de
avanço perdia, então, o sincronismo com a velocidade de corte, causando
sobrecarga na ferramenta. Este fato foi observado no indicador de potência do
equipamento, através marcas de avanço e pelo aumento acentuado do nível de
ruído emitido pela ferramenta.
Figura 4.6 – Ponto de descontinuidade na curvatura da peça
A instabilidade encontrada no ponto de descontinuidade da interpolação
circular comprometeu o sucesso da aplicação e até mesmo o desenvolvimento dos
testes, pois poderia ocorrer a quebra inesperada de insertos. Além disso, os
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 100
solavancos observados durante o corte prejudicariam as guias e os rolamentos do
fuso do equipamento. Estes problemas foram contornados usando funções especiais
para controlar a execução do programa de usinagem e manter suavidade de
movimentação dos eixos da máquina. Problema semelhante já foi abordado por
SINHOFF et al. (1999), que questionava se a aplicação de HSC não prejudica o
equipamento, causando desgaste prematuro dos acionamentos e guias pela maior
exigência dinâmica. Foi avaliado, neste caso, o uso das funções de compressão
para controlar o deslocamento da ferramenta, mas como a dinâmica do equipamento
não foi construída para o uso de HSC, seria pouco provável que o uso das funções
de otimização de movimento tivesse resultado satisfatório. Estas funções são
efetivas em equipamentos projetados para usinagem em HSC. Além disso, para
instalação do pacote de software no comando da máquina seriam necessários
investimentos sem garantia de resultado. Por isso esta alternativa foi descartada.
Utilizando a função que controla a variação da aceleração dos eixos da
máquina (SOFT), foi possível reduzir os efeitos da mudança de trajetória, conforme
mostrado no gráfico de velocidade de eixos e potência de corte da Figura 4.7, sem
necessidade de alterar a trajetória da ferramenta no primeiro desbaste.
Velocidade de Avanço e Potência de Fuso x Tempo
-20000
-10000
0
10000
20000
30000
40000
50000
60000
0 2 4 6 8 10 12 14
t[s]
P[W]
-8000
-6000
-4000
-2000
0
2000
4000
6000
8000
t[s]
v
f
[mm/min]
P Vx Vy
Figura 4.7 – Velocidade de avanço e potência efetiva de corte no 5° ensaio
v
c
= 1800 m/min, a
e
= 1,5 mm, f
z
= 0,2 mm/dente, v
f
= 5730 mm/min
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 101
Os testes iniciais não mostraram, entretanto, melhora no sentido de amenizar
as oscilações durante o corte. Para que a função SOFT atue de maneira efetiva, foi
necessário alterar dados de máquina e reduzir o limite da variação da aceleração.
Normalmente no CNC o dado de máquina correspondente vem parametrizado em
10
6
m/s
3
e sua atuação durante o corte não é perceptível. No equipamento de ensaio
a mudança só foi evidenciada com parâmetros alterados para valores inferiores a
100 m/s
3
.
Após a correção dos dados de máquina e a inserção da função SOFT no
programa de usinagem os gráficos de velocidades e potência atuante em função do
tempo foram mais suaves (Figura 4.7). Gráficos semelhantes obtidos para cada
condição de ensaio possibilitaram calcular as potências médias de corte. Os
resultados de cada condição ensaiada são resumidos na Tabela 4.2.
Tabela 4.2 – Resultado das medições em relação aos parâmetros de corte
a
e
[mm]
f
z
[mm/dente]
v
c
[m/min]
Potência
[W]
Taxa de remoção
de material [cm
3
/s]
Energia específica
de Corte [J/cm
3
]
1
0,1
1200
9558,6
1,78
5362,4
1
0,1
1500
4413,8
2,23
1980,9
1
0,1
1800
6847,1
2,67
2560,8
1
0,2
1200
5354,0
3,57
1501,8
1
0,2
1500
7511,8
4,46
1685,7
1
0,2
1800
10454,8
5,35
1955,0
1
0,3
1200
15867,8
5,35
2967,3
1
0,3
1500
9778,7
6,68
1462,9
1
0,3
1800
11653,5
8,02
1452,8
1,5
0,1
1200
7707,1
2,67
2882,5
1,5
0,1
1500
12319,3
3,34
3685,9
1,5
0,1
1800
13686,4
4,01
3412,5
1,5
0,2
1200
15623,8
5,35
2921,6
1,5
0,2
1500
17323,3
6,68
2591,6
1,5
0,2
1800
22637,0
8,02
2822,1
1,5
0,3
1200
22923,6
8,02
2857,8
1,5
0,3
1500
22115,2
10,03
2205,6
1,5
0,3
1800
25178,5
12,03
2092,6
3
0,1
1200
13165,4
5,35
2461,9
3
0,1
1500
15734,6
6,68
2353,9
3
0,1
1800
21747,1
8,02
2711,1
3
0,2
1200
23427,5
10,70
2190,5
3
0,2
1500
23998,2
13,37
1795,1
3
0,2
1800
36703,7
16,04
2287,9
3
0,3
1200
29995,7
16,04
1869,7
3
0,3
1500
31339,9
20,05
1562,8
3
0,3
1800
34512,3
24,06
1434,2
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 102
Os valores da energia específica de corte foram obtidos pela divisão da
potência pela taxa de remoção de material (Equação 2.1) com a finalidade de
observar a variação da energia em relação ao volume de material removido para
determinar as combinações ótimas de parâmetros de corte. Estes dados foram
avaliados segundo a metodologia de Taguchi, gerando os gráficos mostrados na
Figura 4.8, Figura 4.9 e na Figura 4.10. Esperava-se que as condições de corte mais
favoráveis fossem aquelas que apresentassem energia específica de corte (E
c
)
menor. Para confirmar esta hipótese foram realizados experimentos comprobatórios,
analisando as condições de menor custo e máxima produção segundo os critérios
clássicos e comparados os resultados previstos com a avaliação da energia de
corte.
Figura 4.8 – Dependência da energia de corte com os parâmetros a
e
e f
z
Figura 4.9 – Dependência da energia de corte com os parâmetros v
c
e a
e
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 103
Figura 4.10 – Dependência da energia de corte com os parâmetros f
z
e v
c
Os parâmetros indicados pela aplicação da metodologia de Taguchi foram:
velocidades de corte = 1500 m/min; profundidade de corte radial = 3,0 mm e avanço
por dente de 0,3 mm. Porém, analisando os gráficos resultantes, percebe-se que em
velocidades de corte próximas dos 1600 m/min com avanço por dente de 0,3 mm
também poderiam apresentar bom desempenho no processo em estudo. As
profundidades de corte radiais indicadas foram 1,0 e 3,0. Segundo a análise
estatística a profundidade de 3,0 mm levaria ao menor consumo de energia durante
o corte.
Os parâmetros e interações mais influentes no processo são identificados na
Tabela 4.3. O parâmetro mais influente na energia consumida no corte é o avanço
por dente (f
z
), com confiabilidade de 99,7% (significância de 0,002922). O segundo
parâmetro em grau de influência é a profundidade de corte radial (a
e
) com
confiabilidade de 98,4%. Na seqüência, tem-se a velocidade de corte (v
c
) com
confiabilidade de 90,8% e as interações entre os três parâmetros de corte.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 104
Tabela 4.3 – Análise de variância dos ensaios principais
Foram comparados os valores de potência obtidos nos ensaios com os valores
preditos pelo método de cálculo de KIENZLE (STEMMER, 1993), utilizando a
Equação 2.3. Esta equação foi adaptada para o fresamento com constantes que
levam em consideração as condições de contato e número de dentes ativos durante
o corte, os valores destas constantes são encontrados em SANDVIK - COROMANT
(2007). Para o ferro fundido cinzento o Kc
1.1
varia entre 900 e 1100 N/mm
2
,
dependendo da resistência e da dureza da liga. Como o GG25 possui dureza
intermediária entre os dois extremos (180 e 225 Hb) foi utilizado valor médio de 1000
N/mm
2
para cálculo. O valor de mc é igual a 0,28 independentemente da dureza ou
resistência mecânica para a classe de material em estudo. Os resultados calculados
com estes valores para as constantes são resumidos na Tabela 4.4 e na Figura 4.11.
Nelas, observa-se que não existe relação linear entre a potência efetiva e a teórica
calculada através da fórmula de KIENZLE (Equação 2.3), utilizada normalmente para
previsão simplificada da potência de corte. Esta diferença nos resultados deve ser
atribuída à variação das constantes da equação de TAYLOR com o aumento da
velocidade de corte.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 105
Tabela 4.4 – Comparação da potência medida (P) com a potência teórica (P
t
)
a
e
[mm]
f
z
[mm/rot]
n
[rpm]
v
f
[mm/min]
v
c
[m/min]
P
[kW]
[graus]
h
m
[mm]
k
c
[N/mm
2
]
P
t
Kienzle
[kW]
P
P
t
[%]
1
0,1
4775
1910
1200
9,6
12,8
0,01
3519
6,8
71%
1
0,1
5968
2387
1500
4,4
12,8
0,01
3519
8,5
192%
1
0,1
7162
2865
1800
6,8
12,8
0,01
3519
10,2
148%
1
0,2
4775
3820
1200
5,4
12,8
0,02
2898
11,2
208%
1
0,2
5968
4775
1500
7,5
12,8
0,02
2898
13,9
186%
1
0,2
7162
5730
1800
10,5
12,8
0,02
2898
16,7
160%
1
0,3
4775
5730
1200
15,9
12,8
0,03
2587
14,9
94%
1
0,3
5968
7162
1500
9,8
12,8
0,03
2587
18,7
191%
1
0,3
7162
8594
1800
11,7
12,8
0,03
2587
22,4
192%
1,5
0,1
4775
1910
1200
7,7
15,7
0,01
3325
9,6
125%
1,5
0,1
5968
2387
1500
12,3
15,7
0,01
3325
12,0
97%
1,5
0,1
7162
2865
1800
13,7
15,7
0,01
3325
14,4
105%
1,5
0,2
4775
3820
1200
15,6
15,7
0,03
2738
15,8
101%
1,5
0,2
5968
4775
1500
17,3
15,7
0,03
2738
19,8
114%
1,5
0,2
7162
5730
1800
22,6
15,7
0,03
2738
23,7
105%
1,5
0,3
4775
5730
1200
22,9
15,7
0,04
2444
21,2
92%
1,5
0,3
5968
7162
1500
22,1
15,7
0,04
2444
26,5
120%
1,5
0,3
7162
8594
1800
25,2
15,7
0,04
2444
31,8
126%
3
0,1
4775
1910
1200
13,2
22,3
0,02
3017
17,4
132%
3
0,1
5968
2387
1500
15,7
22,3
0,02
3017
21,8
138%
3
0,1
7162
2865
1800
21,7
22,3
0,02
3017
26,1
120%
3
0,2
4775
3820
1200
23,4
22,3
0,04
2485
28,7
123%
3
0,2
5968
4775
1500
24,0
22,3
0,04
2485
35,9
150%
3
0,2
7162
5730
1800
36,7
22,3
0,04
2485
43,1
117%
3
0,3
4775
5730
1200
30,0
22,3
0,06
2218
38,4
128%
3
0,3
5968
7162
1500
31,3
22,3
0,06
2218
48,0
153%
3
0,3
7162
8594
1800
34,5
22,3
0,06
2218
57,7
167%
Os valores apresentados na Tabela 4.4 são apresentados no gráfico da Figura
4.11.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 106
Figura 4.11 – Divergência entre potência teórica e efetiva (v
c
x a
e
).
As constantes foram recalculadas para que as diferenças percentuais entre a
potência medida (P) e a potência teórica (P
t
) fossem os mínimos nos intervalos
estudados. As médias das potências medidas e recalculadas foram, desta forma,
igualadas nas três velocidades de corte de ensaio. Os valores foram recalculados
também para obter o menor coeficiente de variação (CV = desvio padrão dividido
pela média) possível. Os valores encontrados para cada intervalo de velocidades
foram:
V
c
= 1200 m/min: Kc
1.1
= 860 N/mm
2
e mc = 0,28, CV = 32%;
V
c
= 1500 m/min: Kc
1.1
= 670 N/mm
2
e mc = 0,28, CV = 22%;
V
c
= 1800 m/min: Kc
1.1
= 725 N/mm
2
e mc = 0,28, CV = 21%
A Tabela 4.5 apresenta os valores da Tabela 4.4 recalculados com os novos
valores para as constantes.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 107
Tabela 4.5 – Relação de potências recalculada
a
e
f
z
[mm/rot]
n
[rpm]
v
f
[mm/min]
v
c
[m/min]
P
[kW]
[graus]
h
m
[mm]
k
c
[N/mm
2
]
F
c
[N]
P
t
Kienzle
[kW]
P
t
/P
[%]
1
0,1
4775
1910
1200
9,6
12,8
0,01
3026
1895
5,8
61%
1
0,2
4775
3820
1200
5,4
12,8
0,02
2493
3121
9,6
179%
1
0,3
4775
5730
1200
15,9
12,8
0,03
2225
4179
12,9
81%
1,5
0,1
4775
1910
1200
7,7
15,7
0,01
2859
2193
8,3
107%
1,5
0,2
4775
3820
1200
15,6
15,7
0,03
2355
3612
13,6
87%
1,5
0,3
4775
5730
1200
22,9
15,7
0,04
2102
4836
18,2
79%
3
0,1
4775
1910
1200
13,2
22,3
0,02
2595
2814
15,0
114%
3
0,2
4775
3820
1200
23,4
22,3
0,04
2137
4635
24,7
105%
3
0,3
4775
5730
1200
30,0
22,3
0,06
1486
6207
25,8
86%
1
0,1
5968
2387
1500
4,4
12,8
0,01
2358
1895
5,7
129%
1
0,2
5968
4775
1500
7,5
12,8
0,02
1942
3121
9,3
124%
1
0,3
5968
7162
1500
9,8
12,8
0,03
1733
4179
12,5
128%
1,5
0,1
5968
2387
1500
12,3
15,7
0,01
2228
2193
8,0
65%
1,5
0,2
5968
4775
1500
17,3
15,7
0,03
1835
3612
13,2
76%
1,5
0,3
5968
7162
1500
22,1
15,7
0,04
1638
4836
17,7
80%
3
0,1
5968
2387
1500
15,7
22,3
0,02
2022
2814
14,6
93%
3
0,2
5968
4775
1500
24,0
22,3
0,04
1665
4635
24,0
100%
3
0,3
5968
7162
1500
31,3
22,3
0,06
1486
6207
32,2
103%
1
0,1
7162
2865
1800
6,8
12,8
0,01
2551
1895
7,4
108%
1
0,2
7162
5730
1800
10,5
12,8
0,02
2101
3121
12,1
116%
1
0,3
7162
8594
1800
11,7
12,8
0,03
1876
4179
16,2
139%
1,5
0,1
7162
2865
1800
13,7
15,7
0,01
2411
2193
10,4
76%
1,5
0,2
7162
5730
1800
22,6
15,7
0,03
1985
3612
17,2
76%
1,5
0,3
7162
8594
1800
25,2
15,7
0,04
1772
4836
23,0
91%
3
0,1
7162
2865
1800
21,7
22,3
0,02
2188
2814
19,0
87%
3
0,2
7162
5730
1800
36,7
22,3
0,04
1802
4635
31,2
85%
3
0,3
7162
8594
1800
34,5
22,3
0,06
1608
6207
41,8
121%
Os valores apresentados na Tabela 4.5 foram resumidos na Figura 4.12.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 108
Figura 4.12 – Diferença percentual de potência recalculada (v
c
x a
e
).
Conforme mostrado na Figura 4.12, após a correção dos valores de Kc
1.1
a
diferença entre os valores medidos e os valores calculados foi menor. As curvas
indicam que o rendimento do corte é melhor em velocidades maiores e que a
profundidade de corte (a
e
) intermediária (2 mm) causa as piores condições de corte,
conforme indicado previamente na análise feita pela estatística de Taguchi.
Devido às divergências encontradas com o uso da equação de KIENZLE,
mesmo após a correção dos fatores, foram recalculados os valores com o método de
ALTINTAS, apresentado na seção 2.9.1 (Equação 2.6).
4.2.3 Cálculo Segundo o Modelo de Altintas
No método de cálculo proposto por ALTINTAS (2000) as forças de corte são
decompostas em componentes radiais e tangenciais. Como já descrito
anteriormente, a medição via monitoramento dos eixos permitiu avaliar somente a
potência consumida pelo motor do fuso da máquina. O equacionamento de
ALTINTAS (2000) possibilita considerar somente a componente de corte tangencial,
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 109
que coincide com a força exercida pelo fuso, o que confere maior exatidão aos
cálculos. É preciso lembrar que a parcela da potência consumida no avanço é muito
pequena em relação à potência de corte podendo ser desprezada (FERRARESI,
1977), o que não deveria comprometer a análise feita anteriormente com o método
de KIENZLE. Os cálculos foram refeitos buscando melhor precisão, e os resultados
são apresentados no gráfico da Figura 4.13.
Figura 4.13 – Diferença percentual entre potência medida e calculada.
Os valores calculados através do método de ALTINTAS (2000) se mostraram
mais coerentes com os valores medidos, excetuando-se os valores obtidos na
profundidade de corte a
e
= 1 mm. Avaliando mais detalhadamente o processo em
busca do motivo de tal discrepância, constatou-se que os ensaios com profundidade
1 mm foram realizados na segunda posição do dispositivo mostrado na Figura 3.2.
Esta posição é executada no segundo passe de desbaste e como ocorreu
empenamento acentuado dos arcos, após o primeiro passe de usinagem, houve
provavelmente variação na profundidade de corte. As extremidades da peça se
moveram para cima, aumentando a profundidade cerca de 0,5 mm e no centro a
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 110
peça abaixou, causando redução de até 0,4 mm na profundidade. Para quantificar a
variação foram executados medições na variação da curvatura da peça conforme
apresentado na Tabela 4.6.
Tabela 4.6 – Variação de sobremetal na peça na profundidade a
e
= 1 mm
Posição
Peça
Direita
Centro
Esquerda
1
0
-0,38
0
2
+0,4
-0,1
0,3
3
+0,6
-0,45
-0,25
4
0
-0,45
+0,2
Embora os cálculos tenham sido executados com a potência média em cada
passe os valores obtidos com a profundidade 1 mm podem conter erros significativos
e podem comprometer os resultados. Desta forma, desconsiderando os valores
medidos com profundidade a
e
igual a 1 mm, os valores calculados pela equação de
ALTINTAS (2000) se situaram dentro do intervalo de oitenta a cento e vinte por
cento da potência medida, sem necessidade de rearranjos ou adaptação de
constantes para as diferentes velocidades de corte ensaiadas. Desta forma, o
método de ALTINTAS (2000) se mostrou adequado para cálculo teórico da potência
de corte para determinação das condições ótimas de trabalho.
4.2.4 Comparação entre os métodos de cálculo
Após a realização dos ensaios, foi feita a comparação dos valores medidos
com os diversos modelos de cálculo para determinar o mais adequado ao processo
em estudo. A Tabela 4.7 mostra o resultado dos cálculos segundo os métodos de
KIENZLE, ALTINTAS e segundo DEVRIES.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 111
Tabela 4.7 – Comparativo entre os métodos de cálculos de potência
Método de cálculo
Kienzle
Altintas
DeVries
Diferença média
20,7%
0,1%
6,1%
Desvio padrão
22,9%
14,6%
27,3%
Coeficiente de Variação
19,0%
14,6%
25,7%
As constantes usadas nos cálculos segundo os métodos de ALTINTAS e
DEVRIES foram obtidas através de cálculos com os resultados dos ensaios
principais. Como foi constatada variação de sobremetal nos ensaios com a
e
= 1 mm,
estes não foram considerados nos cálculos apresentados na Tabela 4.7. Como já
descrito, o método que apresentou resultados mais adequados ao processo em
estudo foi o modelo de ALTINTAS, com o menor coeficiente de variação.
4.2.5 Velocidade de máxima produção
Para realizar o cálculo da velocidade de máxima produção conforme a
metodologia apresentada por STEMMER (1993) é necessário o conhecimento das
constantes de TAYLOR, C
t
e n. Como estas são particulares a cada processo,
dependendo de características da peça, ferramenta e da máquina, é necessária sua
determinação empírica.
A evolução das avarias do Si
3
N
4
é descontínua, por isso se utilizou o critério do
fim de vida com V
b
igual a 0,2 mm, conforme a DIN 3685, clássico para determinar o
fim de vida dos materiais cerâmicos (SCHULZ, 1989). Foi calculado o tempo de vida
de acordo com os parâmetros utilizados e a quantidade de peças executadas por
aresta. Através da Equação 2.13, usando os dados de vida da ferramenta obtidos
nos ensaios se obteve os seguintes valores para as constantes de TAYLOR:
C
t
= 1713,5
n = 0,093
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 112
Substituindo-se estes valores e o tempo de troca de ferramentas (T
tf
) igual a
0,2 minutos (conforme especificação do fabricante do equipamento) na Equação
2.16, obteve-se o valor da velocidade de máxima produção:
v
max
= 1610 m/min
O tempo de vida da ferramenta, correspondente à velocidade de máxima
produção é (Equação 2.17):
T
v max pr
= 2,0 min
A condição de mínimo custo de usinagem é obtida pelas Equações 2.18 e 2.19,
obtendo-se com elas os valores correspondentes da velocidade de custo mínimo
(v
cmin
) e do tempo de vida correspondente à velocidade econômica de usinagem
(T
ve
):
v
cmin
= 890 m/min
T
ve
= 19,3 min
Utilizando a metodologia apresentada por SCHULZ (1989) para o cálculo das
condições ótimas de corte, representada pela Equação 2.23, obteve-se o gráfico
apresentado na Figura 4.14. Percebe-se que as profundidades de corte e os
avanços maiores constituem as condições de menores custos de usinagem,
coincidindo com os resultados dos experimentos. Os custos têm uma redução
significativa com o aumento da velocidade de corte até a zona de transição (cerca de
800 m/min). A partir de então há uma leve redução até a condição ótima de trabalho
em 1600 m/min. Em velocidades superiores a 1700 m/min o custo volta a subir e, por
extrapolação das curvas tendem a ultrapassar os custos da usinagem convencional
a partir de aproximadamente 2300 m/min.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 113
Custo de usinagem x Velocidade de corte
0
0,02
0,04
0,06
500 800 1100 1400 1700 2000
v
c
[m/min]
Custo [R$/cm
3
]
Cv 1-0,1 Cv 2-0,1 Cv 3-0,1 Cv 1-0,2 Cv 2-0,2
Cv 3-0,2 Cv 1-0,3 Cv 2-0,3 Cv 3-0,3
1-0,1
2-0,1 e 1-0,2
3-0,1 e 1-0,3
2-0,2
2-0,3 e 3-0,2
3-0,3
Custo
mínimo
Figura 4.14 – Variação do custo de usinagem C
v
com a velocidade de corte.
O gráfico da Figura 4.14 mostra que a velocidade ótima de corte se situa
próximo aos 1600 m/min. Os valores apresentados representam os custos de
usinagem para a profundidade radial a
e
e avanço por dente f
z
, nesta ordem. Assim
C
v 2-0,1
significa, custo por volume para profundidade radial igual a 2 mm e avanço
por dente igual a 0,1 mm, e assim sucessivamente.
4.2.6 Experimentos comprobatórios
Foram conduzidos ensaios finais com as condições de corte indicadas pela
estatística de Taguchi. O avanço por dente foi mantido constante igual a 0,3 mm e a
profundidade de corte radial foi alternada entre 0,1 mm e 0,3 mm. Os resultados das
medições do desgaste de flanco (V
b
) para avaliação do tempo de vida da ferramenta
(T
v
) em relação à velocidade de corte (v
c
) são apresentados na Figura 4.15. Os
valores foram obtidos graficamente por comparação com uma escala milimétrica,
através do software GNU Image Manipulation Program – GIMP.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 114
Desgaste de flanco x Velocidade de corte
V
b
(v
c
=1600) = 0,10.t
R
2
= 0,9482
V
b
(v
c
=1500) = 0,0517.t
R
2
= 0,978
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1 2 3 4 5
t [min]
V
b
[mm]
vc = 1500 vc = 1600 vc = 1800
Interpolação linear (vc = 1600) Interpolação linear (vc = 1500)
critério de fim de
vida
Figura 4.15 – Evolução da avaria no flanco (V
b
) com o tempo de corte (t)
em diferentes velocidades de corte (v
c
)
O gráfico da Figura 4.15 mostra que em 1500 m/min o tempo de vida (T
v
) até
atingir o desgaste de flanco igual a 0,2 mm foi satisfatório em relação à quantidade
de peças executadas. Nesta velocidade foi possível usinar 16 peças, atingindo uma
marca de desgaste de 0,16 mm em tempo de corte (t) de 4,5 minutos e comprimento
usinado (L
fz
) de 32 m. Após este ponto o desgaste da ferramenta aumenta
significativamente, atingindo 0,91 mm em cerca de mais um minuto de corte, nesta
velocidade.
A velocidade de 1600 m/min foi insatisfatória se usado o mesmo critério de fim
de vida. Após cerca de 2 minutos de corte o desgaste de flanco já atingiu 0,18 mm.
Em um dos insertos ocorreu lascamento localizado de 0,36 mm no flanco. Nos
outros a marca de desgaste ficou entre 0,10 e 0,14 mm. Coincidindo com os
resultados apresentados por SCHULZ (1989), a evolução do desgaste nesta
velocidade foi linear. Mesmo se situando acima do critério adotado, este fato
possibilitaria a elevação do critério de fim de vida para 0,3 ou até mesmo 0,35 mm
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 115
com certa margem de segurança, ampliando o tempo de vida por aresta de
ferramenta para cerca de 3 minutos. Com isso é possível usinar 12 peças por aresta
de corte, mas mesmo assim o rendimento permanece aquém da velocidade de corte
1500 m/min e a economia no tempo total de usinagem seria de apenas 12 segundos
por peça, em relação a esta velocidade de corte.
Foi analisada também a velocidade de corte de 1800 m/min com os mesmos
parâmetros (f
z
= 0,3 e a
e
= 1 mm e 3 mm). Nesta, os resultados foram insatisfatórios,
porque a vida da ferramenta foi muito curta (cerca de 1 minuto de corte). O principal
inconveniente foi, porém, o excesso de potência de corte na profundidade de 3 mm,
que teoricamente poderia apresentar bons resultados conforme indicado nos
gráficos da Figura 4.8, Figura 4.9 e Figura 4.10. Há neste caso o risco de parada do
equipamento por sobrecarga do fuso, o que compromete a integridade da
ferramenta, conforme descrito na seção 2.6.2. O acabamento superficial também foi
o pior de todas as condições de corte ensaiadas, gerando rebarba excessiva na
lateral da peça e trepidação. Alguns insertos chegaram a se deslocar no sentido
axial da ferramenta saindo da posição em que foram montados, por causa da
vibração extrema durante o corte.
As interpolações para os trechos lineares das curvas mostradas na Figura 4.15
apresentaram pequena dispersão, com as retas representando 94,8% e 97,8% dos
dados, indicando boa correlação entre os pontos do gráfico e as retas calculadas
pela interpolação linear no trecho inicial das curvas. Isto possibilita a linearização
para determinação do tempo de vida em função da velocidade de corte usando o
critério de fim de vida 0,2 mm, sendo desnecessária a execução de ensaios
prolongados para avaliação da usinagem.
A Figura 4.16 e a Figura 4.17 mostram fotos das arestas de insertos obtidas
com microscópio digital.
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 116
v
c
= 1600 m/min; T = 3,2 min;
ampliação 100x
v
c
= 1600 m/min; T = 3,2 min;
ampliação 50x
v
c
= 1600 m/min; T = 4,2 min;
ampliação 100x
v
c
= 1600 m/min; T = 4,2 min;
ampliação 50x
Figura 4.16 – Avaria da ferramenta para v
c
= 1600 m/min
A Figura 4.16 mostra que houve evolução significativa das avarias no flanco da
ferramenta na velocidade de corte de 1600 m/min com tempo de corte T
relativamente pequeno (4,2 min). A Figura 4.17 mostra que para um tempo de corte
semelhante a avaria na velocidade de corte de 1500 m/min foi.cerca da metade da
velocidade de 1600 m/min.
1 mm
1 mm
1 mm
1 mm
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 117
v
c
= 1500 m/min; T = 3,4 min;
ampliação 100x
v
c
= 1500 m/min; T = 3,4 min;
ampliação 50x
v
c
= 1500 m/min; T = 4,5 min;
ampliação 100x
v
c
= 1500 m/min; T = 4,5 min;
ampliação 50x
Figura 4.17 – Avaria da ferramenta para v
c
= 1500 m/min
As fotos da Figura 4.16 e Figura 4.17 mostram que a avaria apresentada na
velocidade de corte (v
c
) de 1600 m/min foi mais severa. Nesta velocidade
apareceram sulcos e lascamentos que abrangem boa parte da aresta de corte, ao
contrário do que ocorre em 1500 m/min, onde a evolução das avarias foi mais
homogênea, com sulcos em regiões localizadas. Estes resultados confirmam as
previsões do cálculo estatístico apresentado nos gráficos da seção 4.2.2.
1 mm
1 mm
1 mm
1 mm
Capítulo 4 – Resultados Obtidos 118
4.3 Avaliação econômica dos resultados
Os resultados obtidos com a aplicação do HSC no processo em estudo foram
bastante satisfatórios. Tanto o tempo quanto o custo final da operação foram
reduzidos conforme apresentado a seguir:
a) A redução de tempo foi de 15 min iniciais para 3,5 min por ciclo de usinagem, na
operação em questão (redução de 76,7%). A economia ao final de um lote típico de
cem peças foi de aproximadamente seis horas de usinagem, representando uma
economia de R$ 840,00, considerando somente o tempo de máquina;
b) O custo de máquina por peça foi reduzido de R$ 37,50 para R$ 8,75 por ciclo;
c) Embora o custo do inserto seja maior (R$ 35,44 contra R$ 23,52 da ferramenta
convencional), a opção de usar insertos com maior quantidade de arestas (oito) na
construção da ferramenta reduziu o custo final por aresta, tornando o gasto com
ferramental menor. A redução final do custo do ferramental por peça foi de R$ 2,66.
Além disso, a quantidade de insertos consumidos num lote típico de cem peças
diminuiu, de cerca de sessenta e quatro para doze insertos, sendo possível a
redução de estoque de ferramenta;
d) Embora a vida da ferramenta seja menor, a quantidade produzida por aresta se
manteve. Com as velocidades de corte e de avanço maiores, a quantidade de
parada para trocas de ferramenta praticamente não foi alterada;
e) A disponibilidade do equipamento foi aumentada pela redução do tempo de
produção.
Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões 119
5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES
5.1 Conclusões
Após a execução dos ensaios os resultados obtidos permitem chegar às
seguintes conclusões:
1) A aplicação de HSC com ferramentas intercambiáveis em operações de
fresamento tangencial é viável desde que o projeto leve em consideração os
aspectos enunciados na seção 2.7. Neste caso os custos de produção foram
reduzidos de R$18,80 / pç para R$6,98 / pç, representando economia de 63%
nos custos na operação em questão. Os tempos de usinagem na operação
estudada foram reduzidos de 3,75 min/pç para 0,67 min/pç, sem que houvesse
grande redução do número de peças executadas por aresta;
2) Dentre as técnicas de medição empregadas para avaliação do processo, a
medição de potência se mostrou mais adequada à previsão dos parâmetros
ótimos de trabalho. O que, combinado com as técnicas estatísticas
apresentadas, levou a resultados semelhantes aos cálculos realizados segundo
a norma VDI 3321, abordado por SCHULZ (1989). Os cálculos estatísticos
indicaram velocidade de 1500 m/min, avanço 0,3 mm por dente e profundidade
de 3 mm como as ideais, semelhante à condição calculada pela norma e
apresentada na Figura 4.14. Não foi encontrado na literatura comparação
semelhante entre a avaliação de potência, usada para o cálculo da energia
específica de corte, e as equações usadas para otimização de usinagem,
impossibilitando comparações de resultados.
3) Os resultados foram confirmados através dos ensaios de comprovação nas
condições indicadas pela estatística de Taguchi para os valores otimizados dos
parâmetros de usinagem. Durante os experimentos finais, para pequena
alteração nos parâmetros conduziram a resultados insatisfatórios, indicando
Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões 120
que os gráficos apresentados na Figura 4.8, Figura 4.9 e Figura 4.10 retratam
de maneira coerente o comportamento do conjunto máquina-peça-ferramenta.
Velocidades inferiores causaram vibração e ruído excessivo, e lascamento da
aresta de corte. As velocidades superiores conduziram a um tempo de vida
muito curto segundo o critério de V
b
= 0,2 mm proposto por SCHULZ (1989). As
regiões de corte que consumiram menor energia de corte levaram a condições
mais favoráveis de usinagem, propiciando melhores tempos de vida à
ferramenta, já que na usinagem de ferro fundido este é o principal fator
limitante ao emprego do HSC conforme discutido por POLLI (2005);
4) Em relação à vida da ferramenta observou-se que o avanço por dente (f
z
)
representa papel fundamental no desgaste da aresta de corte conforme
indicado por SUDO (2001) e SCHULZ (1989). O ideal seria trabalhar com o
maior valor de avanço possível, sendo este limitado pela resistência da
ferramenta e pela capacidade do equipamento. Este resultado pode ser
atribuído à distribuição da pressão no início do corte em maior área da face da
ferramenta (aumento da espessura do cavaco). Conforme indicado por KÖNIG
e KLOCKE (2002) e STEMMER (1993), o esforço de corte tende a diminuir à
medida que as dimensões do cavaco aumentam possivelmente devido à
redução percentual das perdas por atrito;
5) A forma de desgaste preponderante no nitreto de silício nas condições de
ensaio com fresamento tangencial foi pelo lascamento progressivo da aresta de
corte (Figura 4.16 e Figura 4.17), o que dificultou a determinação do tamanho
das marcas de desgaste de flanco (V
b
). Este tipo de desgaste pode levar a
falha catastrófica da ferramenta, devendo ser observado à risca o critério de fim
de vida para que não ocorram quebras severas.
6) Os resultados das medições de potência indicaram que há variação das
constantes da equação de KIENZLE (Equação 2.3) nas velocidades dos
ensaios. Provavelmente estas constantes foram determinadas em uma
Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões 121
pequena faixa de velocidades onde a linearização adotada não apresentava
grandes divergências em relação aos valores medidos. Este fato contrapõe o
predito por SCHULZ (1989) que afirma que a equação de KIENZLE é válida
para os cálculos de força e potência de corte. A equação pode ser válida,
desde que se obtenham os valores corretos das constantes para a faixa de
velocidades em questão, caso contrário, os valores podem divergir bastante
conforme mostrado na Tabela 4.4. Os cálculos executados conforme o método
de ALTINTAS apresentaram maior regularidade em relação aos valores
medidos nos ensaios. A Figura 4.13 mostra que a diferença entre a potência
medida e a calculada permaneceu abaixo de 20%, sendo o método apropriado
para previsão das condições ideais de corte para o processo em estudo;
7) A metodologia adotada para os cálculos de condições ótimas de trabalho em
corte convencional proposta por STEMMER (1993), fundamentada na teoria de
TAYLOR não é válida para os cálculos em fresamento HSC. Segundo a teoria
clássica a velocidade ideal de corte seria em torno dos 900 m/min, porém
resultados próximos a 1500 m/min apresentaram excelentes resultados tanto
de vida da ferramenta quanto de tempo de usinagem;
8) Alguns dos questionamentos feitos por SINHOFF, ALTMÜLLER e
EISENBLÄTTER (1999) puderam ser respondidos. A aplicação de HSC em
máquinas convencionais se mostrou possível, sem sobrecarga da máquina
desde que funções adequadas que limitem a solicitação sobre os
equipamentos sejam utilizadas, tal como a função SOFT, empregada nos
ensaios com a ferramenta definitiva para suavizar os movimentos dos eixos.
Além disso, foram utilizadas rotações consideravelmente menores (cerca de
7000 rpm para atingir até 1800 m/min de velocidade de corte) do que as
normalmente usadas em HSC. Em velocidades de corte que superam em até
10 vezes às velocidades convencionais (150 m/min) foi possível obter os
melhores resultados sem sobrecarga do equipamento, pois foi necessário
somente cerca de 30 kW da potência total que poderia atingir até 45 kW no
equipamento utilizado nos ensaios.
Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões 122
9) Quando comparado ao processo anterior, o rendimento do HSC no processo
estudado é notório. Cabe, porém ressaltar que não há como comparar
diretamente os dois processos porque a geometria da ferramenta de corte é
totalmente diferente. Na operação convencional, a prática comprovou que a
condição de corte mais estável se situa na faixa de velocidades de 150 m/min.
Mesmo utilizando insertos de metal duro com revestimento de TiNAl, que
teoricamente possibilitariam maiores velocidades de corte, a vida da
ferramenta é reduzida significativamente ao aumentar a velocidade de corte
para 180 m/min. Provavelmente a faixa de 150 m/min se situa dentro de uma
região de estabilidade de vibração. Conforme POLLI (2005) a pressão
específica de corte influencia a disposição das regiões de estabilidade. Como
nos experimentos foi constatado que há variação da energia específica de
corte com a velocidade, provavelmente a carta de estabilidade do processo tem
outra configuração em altas velocidades de corte. O comportamento da
ferramenta construída para uso do HSC durante a usinagem permite deduzir
que a região de estabilidade de vibrações se situa próximo da velocidade de
1500 m/min.
5.2 Recomendações para Trabalhos Futuros
Para continuidade deste trabalho seguem as seguintes sugestões:
1) Estudar em detalhe a variação das constantes de TAYLOR para estudar seu
comportamento em altas velocidades de corte;
2) Uma vez que seja realmente constatado que as constantes de TAYLOR não
são, na realidade, constantes, mas variam de acordo com o patamar de
velocidades em consideração, é necessário readequar uma fórmula mais
generalista que englobe desde os cálculos com velocidades convencionais até
Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões 123
o HSC. O que tornaria a fórmula de TAYLOR um caso particular para
velocidades de corte inferiores;
3) Estudar a diferença no comportamento das tensões residuais após a usinagem
convencional e em alta velocidade já que durante os ensaios foram percebidas
distorções na peça após o primeiro passe de desbaste que impossibilitaram a
usinagem em um único passe mesmo em HSC. Pode ser que as deformações
verificadas tenham origem no processo de fundição, mas investigações
elucidativas ultrapassam o objetivo deste trabalho;
4) Em relação à operação estudada especificamente, os resultados obtidos com a
ferramenta cerâmica de nitreto de silício foram bastante satisfatórios, porém é
necessário obter mais dados para aumentar a confiabilidade na aplicação dos
materiais cerâmicos nas operações de fresamento. Alguns testes executados
pelos fabricantes indicam que é possível empregar meio lubri-refrigerante no
corte, desde que em abundância suficiente para evitar o choque térmico e
conseqüente aparecimento de trincas. Cabe a experimentos futuros verificar o
comportamento do processo na presença de fluídos refrigerantes.
5) Durante os testes foi observada relação entre o ruído do corte e a condição de
trabalho. Nas condições mais favoráveis mostradas nas Figuras 4.8, 4.9 e 4.10
o ruído apresentado durante o corte foi nitidamente menor do que nas
condições em que a energia específica de corte é maior. Em trabalhos
posteriores pode-se relacionar a potência de corte com a medição da pressão
sonora para determinação das condições ótimas de trabalho.
6) A realização de testes específicos que possibilitem a comparação direta do
processo convencional e do corte HSC utilizando ferramentas com geometrias
semelhantes. Como os testes foram realizados com ferramentas de construção
significativamente diferentes, os resultados das medições das forças de corte
Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões 124
não podem ser diretamente comparados. As avaliações baseadas na vida da
ferramenta também podem ser conduzidas com o mesmo material de corte em
ambos os regimes de trabalho.
125
Referências
REFERÊNCIAS
ABNT, NBR 6163, Conceitos Técnicos de Usinagem – Geometria da Cunha Cortante
– Terminologia, 1980.
ALBANO, Adilson Donizete. Estudo comparativo de processos de usinagens de
superfícies complexas na fabricação de moldes de injeção de peças plásticas
automotivas. 2007, 109 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Automotiva), USP,
São Paulo.
ALTINTAS, Yusuf. Manufacturing Automation: Metal cutting mechanics, machining
tool vibrations, and CNC design. Cambridge: Cambridge University Press, 2000. 286
p.
ASM HANDBOOK COMMITTEE. Metals Handbook. v3: Machining. 8th. Ed. Ohio:
American Society for Metals, 1967.
CALISTER, William D. Materials Science and Engineering: An Introduction. 6th ed.
New York: John Willey, 2003.
CAVICHIOLLI, Francisco de Assis. A Importância da Fixação em HSM. In:
Usinagem em altíssimas velocidades: como os conceitos HSM/HSC podem
revolucionar a indústria metal-mecânica. São Paulo: Ed. Érica, 2003, p. 94 – 110
CHILDS, T. H. C.; MAEKAWA, K.; OBIKAWA. T. Metal Machining: Theory and
applications. 1. ed. New York: John. Wiley, 2000. 198 p.
DEONISIO, C. C. C; NOVASKI, O; NEVES, D; KRÄBBE, F. M.; OTTA, R. M.
Produzindo ferramentas de conformação em HSC. Mundo da Usinagem, ed.
especial, p. 10-15, 2001.
126
Referências
DEUTSCHES INSTITUT FÜR NORMUNG. Anforderungen an die Auswuchtgüte
starrer Rotoren: Bestimmung der zulässigen Restunwucht. ISO 1940 Teil 1, 1993.
DEVRIES, Warren R. Analysis of material removal processes. New York: Springer
Verlag, 2004.
DEWES, R.C.; NG, E.; CHUA, K.S.; NEWTON, P.G.; ASPINWALL, D.K.
Temperature measurement when high speed machining hardened mould/die steel.
20. Journal of Materials Processing Technology, Birmingham, 1999, p. 293 – 301.
DINIZ, Anselmo Eduardo; MARCONDES, Francisco Carlos; COPPINI, Nivaldo
Lemos. Tecnologia da Usinagem dos Materiais. 4ª ed.. São Paulo: Altiber Editora,
2003.
FERRARESI, Dino. Usinagem dos Metais. São Paulo: Ed. Edgard Bücher, 1977.
FERRER, Jorge Antonio Giles – Uma Contribuição ao Fresamento Frontal de
Superfícies Irregulares de Ferro Fundido Cinzento. 2006, 228 f. Tese (Doutorado
em Engenharia Mecânica), UNICAMP, Campinas.
GAMARRA, José Roberto. Características das ferramentas em HSM: fresamento
furação e faceamento. In: Usinagem em altíssimas velocidades: como os
conceitos HSM/HSC podem revolucionar a indústria metal-mecânica. São Paulo: Ed.
Érica, 2003, p. 94 – 110.
GOMES, Jefferson de Oliveira. Fabricação de Superfícies de Forma Livre por
Fresamento no Aço Temperado ABNT 420 e nas Ligas de Alumínio AMP800 e
de Cobre-Berílio Cu-Be. 2001, 150 f. Tese (Doutorado em Engenharia Mecânica),
UFSC, Florianópolis.
127
Referências
GROOVER, Mikell P. Fundamentals of Modern Manufacturing. Materials,
processes, and systems. New Jersey: Ed. John Wiley & Sons, 2002.
HABER, Rodolfo E; JIMÉNEZ, José E.; PERES, Ronei C.; ALIQUE, José R.: An
investigation of tool-wear monitoring in a high-speed machining process. Sensors
and Actuators A, v. 166, p. 539-545, 2004.
HELLENO, André Luís; SCHÜTZER, Klaus. Redução do tempo de fabricação na
manufatura de moldes e matrizes através do estudo das metodologias de
interpolação da trajetória da ferramenta. In: VII ENCONTRO DE MESTRANDOS E III
ENCONTRO DE DOUTORANDOS, 2003, Águas de São Pedro, SP Gerência da
Produção e Qualidade. 2003. v. 2, p. 49-56
HELLENO, André Luís; SCHÜTZER. Programação e transmissão de dados na
tecnologia HSC. In: Usinagem em altíssimas velocidades: como os conceitos
HSM/HSC podem revolucionar a indústria metal-mecânica. São Paulo: Ed. Érica,
2003, p. 147 – 178.
HELLENO, André Luís. Usinagem de Moldes e Matrizes com Velocidades na Faixa
de Transição para HSC (High Speed Cutting), 2001 102 f. Trabalho de Graduação.
Faculdade de Engenharia Mecânica e de Produção – Universidade Metodista de
Piracicaba. Santa Bárbara d’Oeste – SP.
HOFFMAN, P.; HORT, P.; MATOUS, L.; REHOR, J.; SKOPECEK, T.; SYRISTE, D.
In: Research into high speed, dry and hard milling operations. Workshop AEDS
2004, Novembro 2004, Pilsen, República Tcheca
HOU, Zehn Bing; KOMANDURI, Ranga. Modeling of Thermomechanical Shear
Instability in Machining. International Journal of Mechanical Science, Mechanical
and Aerospace Engineering, Oklahoma University, v. 39, n° 11, p. 1273 – 1314,
1997
128
Referências
INTERNATIONAL STANDARDIZATION ORGANIZATION. Tool-life testing with
single-point turning tools: ISO 3685, 1993. 2ª ed.
KÖNIG, Wilfried; KLOCKE, Fritz. Fertigungsverfahren Band 1: Drehen, Fräsen,
Bohren (VDI Buch). 7ª ed. Berlin: Springer Verlag, 2002.
KRAJNIK, P.; KOPAC, J. Modern machining of die and mold tools. Journal of
Material Processing Technology, n° 157. University of Ljubljana, Slovenia, 2004, p.
543 – 552.
KRONENBERG, M. Gedanken zur Theorie und Praxis der Ultra Schnellzerspannung.
Metalbearbeitung, 55 e 56, 1961 -1962
LOCHNER, Robert H.; MATAR, Joseph E. Designing for quality: an introduction to
the best of Taguchi and western methods of statistical experimental design.
Productivity Press, Portland, Oregon, 1990.
MCGEE, F.J. High speed machining study: methods for aluminium Workpieces.
American Machinist, nº 123, 1979, p. 121 – 126.
OLIVEIRA, Fernando Garcia. HSM – Conceito e aplicações. In: Usinagem em
altíssimas velocidades: como os conceitos HSM/HSC podem revolucionar a
indústria metal-mecânica. São Paulo: Ed. Érica, 2003, p. 29 – 35.
POLLI, Milton Luiz – Análise da estabilidade dinâmica do processo de
fresamento a altas velocidades de corte. 2005. 214 f. Tese (Doutorado em
Engenharia Mecânica), UFSC, Florianópolis.
RENEVIER, N.M. et al. Performance and limitation of hybrid PEVCD (hard coating) –
PVD magnetron sputtering (MoS
2
/Ti composite) coated inserts for dry high speed
129
Referências
milling of steel and grey cast iron. Surface and Coatings Technology, Cheminitz,
Germany, n° 163 - 164, Society of production engineering, p. 659 – 657, 2003.
ROSS, Phillip J. – Aplicações das técnicas de Taguchi na engenharia da
qualidade. São Paulo: Ed. McGraw-Hill, 1991.
SAGLAN, H., UNUVAR, A. Three-Component, Strain Gage Based Milling
Dynamometer Design and Manufacturing. Journal of Integrated Design and Process
Science, Vol. 5, Nº 2, p 95-109, 2001.
SAHM, D. The Technologies of High Speed Machining in: SEMINÁRIO DE
USINAGEM COM ALTÍSSIMA VELOCIDADE DE CORTE E ALTA PRECISÃO. São
Paulo: UNIMEP, jul. 1997.
SANDVIK – COROMANT – Fabricação de moldes e matrizes. Sandviken, 1999.
SANDVIK – COROMANT – Manual técnico de usinagem, Sandviken, Suécia,
2005.
SANDVIK – COROMANT – Catálogo principal. Sandviken, Suécia, 2007.
SCHARMAN, Adrian, DEWES, Richard C., ASPINWALL, David K. Tool life when
high speed ball nose end milling Inconel 718™. Journal of Material Processing
Technology, University of Birmingham, n°118, 2001, p. 29 – 35
SCHMIDT, Jürgen; FLEISCHER; Jürgen; PABST, Rüdiger. Wärmetransferenz im
Prozess. Werkstatt und Betrieb. München: Carl Hansner Verlag, jun. 2005.
130
Referências
SCHULZ, Herbert. Hochgeschwindigkeitsfräsen metalischer und
nichtmetalischer Werkstoff. München-Wien: Hanser, 1989.
SCHULZ, H.; MORIWAKI, T. High Speed Machining in: ANNALS OF THE CIRP, v.
41, p 637 – 643, 1993.
SCHULZ, Herbert. Hochgeschwindigkeitsbearbeitung. München: Hanser, 1996.
SCHULZ, Herbert. Scientific fundamentals of HSC, München: Hanser, 2001.
SCHÜTZER, Klaus; SOUZA, Adriano Fagali de. Introdução do processo HSC na
indústria brasileira. Laboratório de ciências computacionais para projeto e
manufatura – Universidade Metodista de Piracicaba. Santa Bárbara d’Oeste - SP,
1999.
SCHÜTZER, Klaus; SCHULZ, Herbert. Histórico da usinagem com altíssima
velocidade até os dias atuais. In: Usinagem em altíssimas velocidades: como os
conceitos HSM/HSC podem revolucionar a indústria metal-mecânica. São Paulo: Ed.
Érica, 2003, p. 13 – 26.
SHAW, Milton Clayton. Metal cutting principles. Oxford series on advanced
manufacturing 5. 2ª ed. New York: Oxford University Press, 2005.
SIEMENS. Advanced programming guide: SINUMERIK 840D/840DI/810D.
Outubro – 2004.
SILVA, Fábio Ricardo da, – O processo de fresamento na zona de transição
entre as velocidades convencionais e a alta velocidade. 1998, 94 f. Dissertação
(Mestrado em Engenharia Mecânica), Faculdade de Engenharia Mecânica,
UNICAMP, Campinas
131
Referências
SINHOFF, Volker; ALTMÜLLER; S. EISENBLÄTTER, G. (IPT / Achen – AL). A
Usinagem a seco em alta velocidade: revolução ou evolução? Revista Máquinas e
Metais, setembro 1999.
STEMMER, Caspar Erich. Ferramentas de corte I. 3ª ed. Florianópolis: Editora da
UFSC, 1993.
Ferramentas de corte II. 2ª ed. Florianópolis: Editora da UFSC, 1995.
SUDO, Tadeu Tomio; BRAGHINI Jr., ALDO; COELHO, Reginaldo Teixeira. O
desgaste de ferramentas na usinagem de FoFo cinzento a alta velocidade. O Mundo
da Usinagem, p. 27 – 31, jan. 2001.
TRENT, Eduard. M.; WRIGHT, Paul Kenneth. Metal Cutting. 4ª ed. Oxford: Editora
Butterworths-Heinemann, 2000, 446 p.
TRIOLA, Mário F. et.al. Introdução à estatística, 7ª ed. Rio de Janeiro – RJ, LTC –
Livros Técnicos e Científicos Editora, 1999.
TOH, C.K. Comparison of chip surface temperature between up and down milling
orientations in high speed rough milling of hardened steel. Journal of Materials
Processing Technology, Dublin, v. 167, p. 110-118, 2005.
. Vibration analysis in high speed rough and finish milling hardened steel,
Journal of Sound and Vibration, Birmingham, v. 278, p. 101-115, 2004.
132
Referências
. Design, evaluation and optimization of cutter path strategies when high
speed machining hardened mould and die materials, Materials and Design,
Birmingham, 2004.
URBANSKI, J.P.; KOSHY, P.; DEWES, R.C.; ASPINWALL, D.K. High speed
machining of moulds and dies for net shape manufacture, Materials and Design,
Birmingham, v. 21, 2000.
WEINGAERTNER, Walter Lindolfo; LUCAS, Eliene Oliveira. In: CONGRESSO
ANUAL DA ABM, 61°, 2006, Rio de Janeiro. Desempenho de cerâmicas mistas
(Al
2
O
3
+ TiC) no torneamento duro de acabamento do aço 4340 (temperado e
revenido), São Paulo - SP: Editora da ABM, julho de 2006.
WEINGAERTNER, Walter Lindolfo; SCHROETER, R.B. Introdução aos Processos
de Usinagem: parte 1. Universidade Federal de Santa Catarina, 2002. 352 p.
Apostila
WERKEMA, Maria Cristina; DRUMOND, Fátima B.; AGUIAR, Sílvio. Análise de
Variância: comparação de várias situações. Belo Horizonte: Editora FCO – UFMG,
1996.
XAVIER, Fábio Antônio; SCHRAMM, Burkhard. Materiais cerâmicos de corte.
Revista Máquinas e Metais, São Paulo – SP: Editora Aranda, n° 493, p. 32 – 49,
fev. 2007.
YECKLEY, R. Ceramic grade design. Kennametal Comprehensive Application
Engineering Guide, Latrobe, PA: Kennametal University, cap.12, 2005.
Produção Científica no Período 133
PRODUÇÃO CIENTÍFICA NO PERÍODO
(Janeiro 2006 – Dezembro 2007)
GUENZA, J. E.; BELTRÃO, P. A. C.; POLLI, M. L. In: 61° CONGRESSO ANUAL DA
ABM, 2006, Rio de Janeiro. Análise do comportamento de desgaste de
ferramenta cerâmica de Si
3
N
4
em HSM de Fofo GG25 no fresamento de perfil,
São Paulo - SP: Editora da ABM, julho de 2006.
GUENZA, J. E.; BELTRÃO, P. A. C.; POLLI, M. L. In: IV CONGRESSO NACIONAL
DE ENGENHARIA MECÂNICA, 2006, Recife. Análise da aplicação de ferramenta
cerâmica de Si
3
N
4
no fresamento HSC de ferro fundido GG25.
GUENZA, J. E.; BELTRÃO, P. A. C.; POLLI, M. L. In: CONGRESSO USINAGEM
2006, São Paulo. Análise do fresamento HSC de ferro fundido GG25 com
ferramenta cerâmica de Si
3
N
4.
. Revista Máquinas e Metais ed. Março 2007
GUENZA, J. E.; BELTRÃO, P. A. C.; POLLI, M. L. In: 4° CONGRESSO BRASILEIRO
DE ENGENHARIA DA FABRICAÇÃO (COBEF), 2007. Análise do comportamento
de ferramenta cerâmica de Si
3
N
4
no fresamento de desbaste HSC de ferro
fundido GG25.
Anexo – Fotos Ilustrativas 134
ANEXO – FOTOS ILUSTRATIVAS
Centro de Usinagem Thyssen HBH 350 usado para realização dos ensaios
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