ANÁLISE DO DESEMPENHO DO FRESAMENTO EM ALTAS … · Os estudos das técnicas de usinagem a alta...

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





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

TERMO DE APROVAÇÃO





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 vc ............................................ 11

Figura 2.4 – Geometria da zona de corte .................................................................. 12

Figura 2.5 – Comportamento teórico da força de corte (Fc) 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 vc ..................................... 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 Si3N4 ..................... 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 vc ................ 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, vc = 1000 m/min, fz = 0,12 mm, Lfz = 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 ae e fz .............. 102

Figura 4.9 – Dependência da energia de corte com os parâmetros vc e ae ............. 102

Figura 4.10 – Dependência da energia de corte com os parâmetros fz e vc ............ 103

Figura 4.11 – Divergência entre potência teórica e efetiva (vc x ae). ....................... 106

Figura 4.12 – Diferença percentual de potência recalculada (vc x ae). .................... 108

Figura 4.13 – Diferença percentual entre potência medida e calculada. ................. 109

Figura 4.14 – Variação do custo de usinagem Cv com a velocidade de corte. ........ 113

Figura 4.15 – Evolução da avaria no flanco (Vb) com o tempo de corte (t) ............. 114

Figura 4.16 – Avaria da ferramenta para vc = 1600 m/min ...................................... 116

Figura 4.17 – Avaria da ferramenta para vc = 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 (Ra) 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 (Pt) ...... 105

Tabela 4.5 – Relação de potências recalculada ...................................................... 107

Tabela 4.6 – Variação de sobremetal na peça na profundidade ae = 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)

Si3N4 - Nitreto de Silício

xv

LISTA DE SÍMBOLOS

Vb - (Verschleissbreit) Desgaste de flanco (mm)

vc - Velocidade de corte (m/min)

ae - Profundidade de corte radial (mm)

ap - Profundidade de corte axial (mm)

- Ângulo de inclinação

- Ângulo de saída

p - Ângulo de saída axial’

f - Ângulo de saída radial

r - Ângulo de posição da ferramenta

D - Diâmetro da fresa

Z - Número de dentes da fresa

Lfz - Comprimento usinado por aresta (m)

Q - Taxa de remoção de material (mm3/s)

Φ - Ângulo de contato

QL - Volume de material removido (mm3)

fz - Avanço por dente (mm)

I - Corrente (A)

I0 - Corrente em vazio (A)

Pt - Potência teórica de corte (kW)

P - Potência de corte (kW)

Ec - Energia específica de corte (J/mm3)

f - Número de fatores

s - Número de níveis

f - Avanço (mm/rotação)

vf - Velocidade de avanço (mm/min)

m - Quantidade produzida por lote

n - Constante de Taylor

Ct - Constante de Taylor

l - Comprimento usinado (m)

xvi

Tv - Tempo de vida

Tp - Tempo de produção

Te - Tempo de execução

Tpr - Tempo de preparação

t - Tempo (s)

tb - Tempo básico de usinagem

td - Tempo distribuído

tp - Tempo principal

ts - Tempo secundário

ttf - Tempo de troca de ferramenta

Ct - vc equivalente a 1 minuto de vida

n - Constante de TAYLOR

Cv - Custo por volume

Cf - Custo de ferramenta

Cmaq - Custos de máquina

Cp - Custo de hora máquina

Fc - Força de corte

Rn - Força de reação normal

Rt - Reação tangencial

hm - Espessura média de cavaco

kc1.1 - Pressão específica de corte para cavaco de secção unitária

kc - Pressão específica de corte (N/mm2)

h - espessura do cavaco (mm)

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


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


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:


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


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


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


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


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).


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.


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 vc

(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

vc [m/min]

zona de fusão do Al 1000

500

1500 1000


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


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 (Fc) e suas componentes

Adaptado de (HOFFMAN et al., 2004)

A Figura 2.5 mostra que a força de corte (Fc) 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,

Forç

a [N

]

C

momentum cisalhamento

Vc [m/min] V

resultante Fc


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


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.


As setas nas fotografias da Figura 2.7 mostram que em velocidades de corte

(vc) 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 vc

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


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).


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


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 Vb, 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


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 (fz) (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


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 (ae). 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).


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


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


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


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


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;


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) Al2O3 (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


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 (Al2O3) 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.


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

(Si3N4) e são comercialmente denominadas Sialons. A matriz cristalina de nitreto de

silício contêm nos contornos de grão uma fase de óxido de silício (SiO2) 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).


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 Si3N4 (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 Si3N4 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


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 Si3N4,

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 Si3N4, a

fase vítrea da cerâmica, o ferro e o oxigênio (SCHULZ, 1989).

Vc = 2000 m/min; Lfz = 106 m; Vb = 0,31 mm

Vc = 4000 m/min; Lfz = 38,5 m; Vb = 0,22 mm

Figura 2.13 – Micrografia da superfície de ferramenta cerâmica Si3N4

Material GG25; Vc = 2000 e 4000 m/min (ampliação 300 x); fz = 0,31 mm.

Fonte: (SCHULZ, 1989).


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 (ae) 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 (Lfz) (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


ocorre com a perlita. Isto aumenta o comprimento do cavaco, o atrito e,

conseqüentemente, o desgaste na face da ferramenta do Si3N4 (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 (Lfz). 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 Vb 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).


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


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 (Vb).

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


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


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 (ae) 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.


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.


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



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


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


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.


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.


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


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.


(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


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


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


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


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


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;


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/mm2. 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


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


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.


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 (hm), 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 Pt é a potência teórica de corte, Ec é a energia específica de corte do

material (1,61 J/mm3 para o ferro fundido cinzento) e Q é a taxa de remoção de

material em mm3/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 (hm) antes da deformação pelo atrito na face da

ferramenta, variando conforme a relação estabelecida pela Equação 2.2.


2,0

m

ch

1E 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


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 (Ft),

radial (Fr) e axial (Fa) 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


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 Ktc, Krc e Kac são as forças específicas de corte nas

direções tangencial, radial e axial, e as constantes Kae, Kre e Kae 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 (ap), 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


Onde I é a corrente medida (A), I0 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 (Fe3C) 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).


O ferro fundido cinzento GG25 usado nos ensaios se enquadra na categoria

lamelar, com resistência à tração aproximada de 310 N/mm2 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)


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 (Tp) de produção é então a soma dos tempos

de execução (Te) e dos tempos de preparação (Tpr). 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 (tb);

ii) e tempo distribuído (td), devido ao pessoal, à ferramenta, ao equipamento e ao

material.

Os tempos básicos são divididos em tempo principal (tp), tempo de corte

efetivo e os tempos secundários (ts) 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


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 Tv o tempo de vida da ferramenta e de ttf o tempo de troca da

ferramenta, o tempo global de produção pode ser calculado pela Equação 2.12:

tfv

p

pt

T

tmtm)

st

dt(m

prT

pT

Eq. 2.12

Onde m é a quantidade produzida. O tempo de troca da ferramenta (ttf) 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.


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 Ct e n,

dependentes do material da ferramenta e do material a ser usinado:

n/1

cv

tC

vT

(Equação de TAYLOR) Eq. 2.13

Combinando as equações 2.12 e 2.13 se obtém:

t

[min]

vc [m/min]

Te min

Tpr+ts

vmax

Tp

ttf

tp


tft

n/1Cf1000

1n/1c

vldπm

fc

v1000

ldπm)

st

dt(m

prT

pT

t

Eq. 2.14

Derivando a Equação 2.14 em relação à velocidade de corte tem-se:

0tft2n/1

cv

n/1t

Cf1000

ldπm)1

n

1(

2c

v

1

f1000

dlπm

cdv

pdT

Eq. 2.15

Desta igualdade obtêm-se o valor teórico da velocidade de máxima produção

vmax e do tempo de vida teórico da ferramenta Tvmaxpr, conforme proposto por

TAYLOR:

n/1 tf

tmax

n

t)n1(

Cv ,

tfprmaxv tn

)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 vcmin e o tempo de vida econômico Tve são

obtidos pelas Equações 2.18 e 2.19:


n/1

tfpfTv

p

60minc

tCC1n

1

Cvv ,

p

tfpfTv

veC

tCC1

n

1T

Eq. 2.18

Eq. 2.19

Onde v60 é velocidade tabelada correspondente á vida de 60 minutos, Cp é o custo

de hora máquina (incluindo pessoal, maquinário) e CfTv é o custo da ferramenta para

determinada vida Tv.

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 Kf

por peça é calculado pela Equação 2.20:

v

p

fb

p

fT

tCt

60

CK 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,


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

tfpb

T

t1tt Eq. 2.21

O tempo de vida relativo ao volume de material removido calculado pela

Equação 2.22:

1000vzfaa

dπt

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

fp

v

tf

czpe

vT

C

60

C

T

t1

vzfaa

dπC Eq. 2.23

A Figura 2.22 representa graficamente as relações entre o custo por volume

(Cv), o custo do ferramental (Cf) e o custo de máquina (Cmaq) com a velocidade de

corte.


Figura 2.22 – Relação entre a velocidade de corte e os custos de produção.

(Votim = Vc 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

po

r volu

me

Cv

vc [m/min] votim

Cv

Cf

Cmaq


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


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 sf

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 33 = 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


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 (2t). 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


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


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.


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.


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.


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 (vc), do avanço por dente

(fz) e da profundidade axial de corte (ap). 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


268 m/min ≤ vc ≤ 1931 m/min;

ap = 2,0; 3,0 e 4,0 mm;

fz = 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 ae igual a 78 mm e na região mais delgada o ae 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 vc 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.


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).


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 (Pliq) pode ser calculado através da corrente consumida pela relação


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 Si3N4, 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;


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.


Tabela 3.3 – Parâmetros de corte usados no faceamento

(Etapa 1 e 2)

vc

[m/min] Etapa

fz

[mm/dente]

ap

[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.


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 vc. 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.


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).


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, Al2O3, 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 + Al2O3 + TiN.

Figura 3.6 – Ferramenta e inserto convencional.

D = 63 mm; Z = 4 cortes; f = 4,6°; p = 18°; máximo ap = 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.


Figura 3.7 – Fresa construída para a primeira etapa de fresamento tangencial.

D = 63 mm; Z = 5 cortes; f = - 8°; p = - 6°; máximo ap = 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 (Si3N4) 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 Si3N4 (oito arestas por pastilha). Por estes motivos foi definido

que a construção da ferramenta usaria inserto intercambiável de Si3N4.

O inserto cerâmico usado nas operações HSC possui geometria quadrada de

12 mm e possui oito arestas de corte disponíveis.

parafuso de fixação


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. ap = 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


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)

vC [m/min]

fz [mm]

ae

[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

(Vc = 1200, 1500 e 1800 m/min; fz = 0,1, 0,2 e 0,3 mm/dente; ae = 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 L27 com 27 experimentos, apresentada na Tabela 3.5.


Tabela 3.5 – Variação dos parâmetros nos testes principais

Seqüência padrão

ae

[mm] fz

[mm] vc

[m/min] Rearranjo

ae

[mm] fz

[mm] vc

[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.


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 (vc)

0

10

20

30

40

50

268 430 644 859 1073 1288

vc [m/min]

P [kW]

Pmin [kW] Pmax [kW] Ptmax [kW] Ptmin [kW]

Figura 4.1 – Gráfico de potência consumida em relação à variação de vc


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 Pmin e Pmax 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 (ae) distintas (40 e 78 mm), o que causa dois níveis de

potência consumida. As potências Ptmin e Ptmax 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 (fz), 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.


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 fz 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.


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

vc.

Variação da Força de corte (Fc) com a Velocidade de corte (vc)

15

25

35

45

55

268 430 644 859 1073 1288 1931vc [m/min]

Fc [N]

Fc (ae = 78 mm; fz = 0,30)

Fc (ae = 78 mm; fz = 0,15)

Fc (ae = 40 mm; fz = 0,15)

Ft (ae = 40 mm; fz = 0,15)

Ft (ae = 78 mm; fz = 0,15)

Ft (ae = 78 mm; fz = 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 fz = 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


dente, da profundidade axial de corte e da velocidade de corte, parâmetros


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



Tabela 4.1 – Rugosidade (Ra) e temperatura da peça (T) no faceamento

(resultados médios de três medições, temperatura ambiente 22°C)

vc

[m/min] fz

[mm/dente] ap

[mm] Ra

[ 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.


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 (ae) 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


(vc). Os parâmetros de corte (fz e ae) 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 (Fc) 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

0,30,250,250,25 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 (ae). A figura mostra pequena redução na

potência de corte com o aumento da velocidade de corte (vc). Ao analisar os

resultados segundo a força de corte (Fc), 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 (fz). 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 (Lfz)

de apenas 15,3 m, mesmo com velocidade de corte relativamente baixa (800 m/min).


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, vc = 1000 m/min, fz = 0,12 mm, Lfz = 36 m.


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


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]

vf [mm/min]

P Vx Vy

Figura 4.7 – Velocidade de avanço e potência efetiva de corte no 5° ensaio vc = 1800 m/min, ae = 1,5 mm, fz = 0,2 mm/dente, vf = 5730 mm/min


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

106 m/s3 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/s3.

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

ae [mm]

fz [mm/dente]

vc [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


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 (Ec)

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 ae e fz

Figura 4.9 – Dependência da energia de corte com os parâmetros vc e ae


Figura 4.10 – Dependência da energia de corte com os parâmetros fz e vc

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 (fz), com confiabilidade de 99,7% (significância de 0,002922). O segundo

parâmetro em grau de influência é a profundidade de corte radial (ae) com

confiabilidade de 98,4%. Na seqüência, tem-se a velocidade de corte (vc) com

confiabilidade de 90,8% e as interações entre os três parâmetros de corte.


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 Kc1.1 varia entre 900 e 1100 N/mm2,

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/mm2 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.


Tabela 4.4 – Comparação da potência medida (P) com a potência teórica (Pt)

ae [mm]

fz [mm/rot]

n [rpm]

vf [mm/min]

vc [m/min]

P [kW]

[graus]

hm [mm]

kc [N/mm

2]

Pt 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.


Figura 4.11 – Divergência entre potência teórica e efetiva (vc x ae).

As constantes foram recalculadas para que as diferenças percentuais entre a

potência medida (P) e a potência teórica (Pt) 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:

Vc = 1200 m/min: Kc1.1 = 860 N/mm2 e mc = 0,28, CV = 32%;

Vc = 1500 m/min: Kc1.1 = 670 N/mm2 e mc = 0,28, CV = 22%;

Vc = 1800 m/min: Kc1.1 = 725 N/mm2 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.


Tabela 4.5 – Relação de potências recalculada

ae fz

[mm/rot] n

[rpm] vf

[mm/min] vc

[m/min] P

[kW]

[graus] hm

[mm] kc

[N/mm2]

Fc [N]

Pt Kienzle

[kW]

Pt/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.


Figura 4.12 – Diferença percentual de potência recalculada (vc x ae).

Conforme mostrado na Figura 4.12, após a correção dos valores de Kc1.1 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 (ae) 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,


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 ae = 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


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 ae = 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 ae 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.


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 ae = 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, Ct 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 Si3N4 é descontínua, por isso se utilizou o critério do

fim de vida com Vb 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:

Ct = 1713,5

n = 0,093


Substituindo-se estes valores e o tempo de troca de ferramentas (Ttf) igual a

0,2 minutos (conforme especificação do fabricante do equipamento) na Equação

2.16, obteve-se o valor da velocidade de máxima produção:

vmax = 1610 m/min

O tempo de vida da ferramenta, correspondente à velocidade de máxima

produção é (Equação 2.17):

Tv 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

(vcmin) e do tempo de vida correspondente à velocidade econômica de usinagem

(Tve):

vcmin = 890 m/min

Tve = 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.


Custo de usinagem x Velocidade de corte

0

0,02

0,04

0,06

500 800 1100 1400 1700 2000

vc [m/min]

Cu

sto

[R

$/c

m3]

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 1-0,23-0,1 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 Cv 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 ae e avanço por dente fz, nesta ordem. Assim

Cv 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 (Vb) para avaliação do tempo de vida da ferramenta

(Tv) em relação à velocidade de corte (vc) 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.


Desgaste de flanco x Velocidade de corte

Vb(vc=1600) = 0,10.t

R2 = 0,9482

Vb(vc=1500) = 0,0517.t

R2 = 0,978

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1 2 3 4 5t [min]

Vb [m

m]

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 (Vb) com o tempo de corte (t)

em diferentes velocidades de corte (vc)

O gráfico da Figura 4.15 mostra que em 1500 m/min o tempo de vida (Tv) 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 (Lfz) 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


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 (fz = 0,3 e ae = 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.


vc = 1600 m/min; T = 3,2 min;

ampliação 100x

vc = 1600 m/min; T = 3,2 min;

ampliação 50x

vc = 1600 m/min; T = 4,2 min; ampliação 100x


Figura 4.16 – Avaria da ferramenta para vc = 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






Figura 4.17 – Avaria da ferramenta para vc = 1500 m/min

As fotos da Figura 4.16 e Figura 4.17 mostram que a avaria apresentada na

velocidade de corte (vc) 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


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


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 Vb = 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 (fz)

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 (Vb). 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


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.


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


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


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

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Anexo – Fotos Ilustrativas 134

ANEXO – FOTOS ILUSTRATIVAS

Centro de Usinagem Thyssen HBH 350 usado para realização dos ensaios

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