Avaliação Da Vida de Brocas de Aço-rápido Com Diferentes Afiações Na Usinagem Com Máquinas e...

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1 INTRODUÇÃO

A necessidade de se atender às demandas da humanidade ao longo dos tempos

norteou o curso da nossa história.

Essas demandas, cada vez mais guiadas pelo “querer” do que pelo “necessitar”,

exigem um grau cada vez mais alto de desenvolvimento em todas as áreas do

mercado, do setor de serviços à indústria.

No que diz respeito à indústria metal-mecânica, um produto deve ser feito por um

ou mais processos de fabricação (por exemplo: fundição, conformação, usinagem,

soldagem, metalurgia do pó, etc.). Estes processos devem ser capazes de produzir

uma peça levando-se em consideração quatro características básicas, as quais são:

custo, qualidade, conformidade e tempo de entrega.

Cada processo de fabricação tem características técnicas peculiares que são

usadas em função das exigências de projeto de cada peça. A usinagem é um

processo bastante flexível que consegue fabricar desde lotes unitários a lotes

grandes, típicos da produção seriada. As peças podem ter alguns gramas (como um

implante dentário) ou até mesmo várias toneladas (como um eixo ou pá de turbina

hidrelétrica, por exemplo). Os processos de usinagem são capazes de produzir

peças de geometrias simples ou complexas. Outra característica importante deste

processo é a alta precisão dimensional, de forma e de posição conferida às peças.

Os processos de usinagem ainda dividem-se em três categorias: com

ferramentas de geometria definida, com ferramentas de geometria não definida ou

ainda processos especiais. Muitas vezes faz-se uso de mais de uma categoria para

se obter o produto com as especificações exigidas. A usinagem com ferramenta de

geometria definida é a que tem maior participação nos processos de usinagem.

Dentre esses processos pode-se citar torneamento, faceamento, fresagem e

furação, por exemplo.

Dependendo das especificações de determinado produto, pode ser encontrado

maneiras diferentes de obtê-lo. Uma vez que elas são identificadas, observa-se o

custo de fabricação e a produtividade, e é escolhida a mais vantajosa, prestando

atenção nesses aspectos.

Dentro do custo de fabricação, pode-se citar o custo de mão-de-obra e o

custo do ferramental, por exemplo. Devido à alta competitividade do mercado atual,

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as empresas têm buscado meios de baixar o preço de seus produtos. E uma forma

de se fazer isso é reduzindo os custos referentes à fabricação.

Para se reduzir o custo de ferramental, há de se observar um fator importante:

o tempo de vida útil da ferramenta, ou seja, a vida da ferramenta. Ela determina os

gastos com ferramental em um determinado tempo ou um determinado número de

peças. Ela pode ser aumentada, quando possível, com o uso de fluido de corte, por

exemplo.

No cotidiano de uma empresa de médio ou pequeno porte, convive-se

geralmente com limitações de recursos, o que exige que máquinas e ferramentas

sejam usadas da forma mais versátil possível, evitando a compra de material de

pequena utilização. Além de serem usadas de forma versátil, ainda podem receber

pequenas modificações, para torná-las mais eficientes ou mais adequadas para o

que se necessita.

No caso específico do processo de furação, o movimento relativo entre peça e

ferramenta pode acontecer de três formas distintas: com peça em rotação, com

ferramenta em rotação ou com ambas girando em sentidos contrários. O processo

de usinagem é o mesmo, porém, esse movimento relativo apresenta-se como uma

variável que pode interferir na vida da ferramenta e na qualidade do furo.

1.1 OBJETIVOS

Este trabalho tem por objetivo geral a busca pela melhor condição de usinagem

na furação de aço ABNT 1045 por brocas helicoidais de aço rápido com 13 mm de

diâmetro, levando em conta a vida da ferramenta e a precisão dimensional dos

furos.

Os objetivos específicos deste trabalho são:

a) Comparar furos usinados com peça em rotação (torneamento) e ferramenta

em rotação (mandrilamento), avaliando vida da ferramenta e variação dimensional.

b) Avaliar a influência da presença ou ausência de fluido de corte na vida da

ferramenta e variação dimensional do furo realizado.

c) Verificar a influência do tipo de afiação da broca na vida da ferramenta e

variação dimensional do furo usinado.

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1.2 JUSTIFICATIVA

A broca helicoidal de aço rápido sem revestimento está entre as ferramentas

mais baratas e mais utilizadas na indústria para o processo de furação. É de grande

importância saber em quais condições essa ferramenta apresenta melhor

desempenho, levando em conta a duração da vida e a precisão dimensional dos

furos usinados.

Este trabalho levou em consideração e tentou reproduzir a rotina e a forma de

trabalho das fábricas e oficinas mais simples, realizando tudo da forma menos

onerosa possível. Dessa forma, os resultados desta pesquisa podem ser utilizados

por um grande percentual da indústria metal-mecânica.

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2 O PROCESSO DE FURAÇÃO

O processo de furação é usado nas mais variadas áreas do conhecimento. A

indústria aeronáutica, por exemplo, sempre foi dependente desse processo. A

indústria petrolífera depende totalmente da furação para encontrar e extrair o seu

produto, assim como em alguns casos da indústria de mineração. A construção civil

faz uso da furação em diversas situações. Até mesmo o setor de serviços, com a

medicina e a odontologia, usa esse processo de forma sutil em alguns

procedimentos.

A furação é um processo amplamente utilizado na indústria metal-mecânica.

Segundo Stephenson e Agapiou (2006, p. 21), a furação é o processo mais comum

de usinagem. Grande parte das peças solicitadas por clientes requer operações que

possibilitem a execução de furos das mais diversas características. Os furos podem

ser executados por usinagem, conformação ou já no processo de fundição, embora

o acabamento dado pelo processo de fundição geralmente exija operações

posteriores de usinagem.

A furação por meio de conformação ocorre no processo chamado estampagem.

Um punção (ferramenta) é forçado contra o material de peça em uma matriz. Ocorre

cisalhamento do material da peça e o resultado é um furo com o formato e

dimensões aproximadas do punção. É um processo apropriado para grandes lotes

de peça e, evidentemente, se as características requeridas para a peça não

tornarem o processo tecnicamente inviável.

O processo de furação por usinagem pode ser feito com ferramentas de

geometria definida ou por processos especiais. Eles são vistos mais detalhadamente

a seguir.

2.1 FURAÇÃO COM FERRAMENTAS DE GEOMETRIA DEFINIDA

As ferramentas de geometria definida utilizadas na usinagem de furos são

denominadas brocas. A furação com brocas é sem dúvida o processo mais comum

para a usinagem de furos.

Dentre os tipos mais tradicionais de brocas, pode-se citar as brocas chatas, as

brocas helicoidais, as brocas canhão e as brocas ocas para trepanação.

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Diferentes materiais e geometrias das brocas tornam essa operação possível

para uma grande variedade de condições de usinagem, levando em conta o

diâmetro e a profundidade do furo.

Stephenson e Agapiou (2006, p. 192) identificam como principais fatores para a

seleção da broca mais apropriada para a usinagem de uma determinada peça os

seguintes: material a ser usinado, dimensões do furo, existência ou não de um pré-

furo, o fato de o furo ser cego ou passante, características de entrada e saída da

ferramenta na peça, qualidade superficial requerida para o furo, características de

máquina-ferramenta e fixação, e as condições de corte.

A ferramenta de maior utilização é a broca de aço rápido com canais helicoidais

(ou simplesmente broca helicoidal), devido à sua grande aplicabilidade e custo

relativamente baixo. Ela será tratada mais detalhadamente a seguir. Outras

ferramentas foram desenvolvidas mais recentemente:

a) broca de aço rápido revestida com nitreto de titânio – possibilitou um substancial aumento da velocidade de corte e/ou da vida da ferramenta em relação à broca de aço rápido sem revestimento;

b) broca inteiriça de metal duro – quando o furo é pequeno (menor que 20 mm) e a máquina possui rotação, rigidez e potência suficientes, essa broca é uma boa alternativa;

c) broca com pastilhas intercambiáveis de metal duro – brocas deste tipo são inviáveis quando seu diâmetro é pequeno, devido à dificuldade de fixação dos insertos. Porém, para brocas de diâmetros médios, essa é uma boa opção, desde que, novamente, a máquina propicie sua utilização; (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001, p. 177-178).

Também vem sendo utilizadas brocas de aço rápido sinterizado. As ferramentas

feitas por esse processo tendem a ter uma maior resistência ao desgaste.

Essas novas ferramentas têm o seu melhor uso em máquinas de grande

potência e alta rotação. E é mais apropriado que seja dessa forma, visando o

rendimento máximo de usinagem.

2.1.1 Brocas Helicoidais

Segundo Diniz, Marcondes e Coppini (2001, p. 178), “Atualmente no Brasil, mais

da metade das operações de furação ainda são realizadas com brocas helicoidais

de aço rápido com ou sem camada de cobertura.”

Stemmer (1995 B, p. 1) destaca que “A furação com brocas é uma operação de

desbaste”. Para se obter melhor qualidade superficial e precisão dimensional são

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executadas operações de acabamento, “tais como alargamento, brochamento,

mandrilamento, torneamento interno, retificação interna, etc.” (DINIZ; MARCONDES;

COPPINI, 2001, p. 178).

Figura 2.1 – Broca helicoidal com haste cilíndrica Fonte: Associação Brasileira de Normas Técnicas (1978, p. 1)

Segundo Stemmer (1995 B, p. 1), deve-se levar em conta as condições severas

da operação, uma vez que a velocidade de corte varia de um valor nulo no centro

até um valor máximo na periferia do furo; e o fluido de corte que, além da sua função

lubri-refrigerante, desempenha a de transportar os cavacos, chega com muita

dificuldade ao local onde está sendo realizado o corte. Essas considerações ilustram

a situação severa a que a ferramenta está constantemente submetida.

Figura 2.2 – Broca helicoidal com haste cônica Fonte: König; Klocke, 1997

1 (apud CASTILLO, 2005, p. 24)

A Associação Brasileira de Normas Técnicas (1978, p. 1) estabelece três tipos de

brocas helicoidais: a broca helicoidal com haste cilíndrica (Figura 2.1), a broca

helicoidal com haste cônica (Figura 2.2) e a broca helicoidal com furo para

1KÖNIG, W.; KLOCKE, F. Fertigungsverfahren: drehen, fräsen, bohren. 5. ed. Berlin: Springer,

1997, 471 p.

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refrigeração (Figura 2.3). Embora a norma seja relativamente antiga, os três tipos

apresentam características muito úteis à realidade atual.

Figura 2.3 – Broca helicoidal com furo para refrigeração Fonte: Associação Brasileira de Normas Técnicas (1978, p. 1)

2.1.1.1 Geometria das brocas helicoidais

De forma geral, as partes da broca que se envolvem diretamente no processo de

furação são o gume principal, a superfície de incidência, ou flanco, e a superfície de

saída, ou face, como é mostrado na Figura 2.4. Existem dois de cada elemento

citado.

Figura 2.4 – Partes ativas principais de uma broca helicoidal Fonte: Adaptado de Associação Brasileira de Normas Técnicas (1978, p. 2)

De forma mais detalhada, os elementos que caracterizam uma broca helicoidal

são:

a) haste – destina-se à fixação da broca na máquina. Em brocas de diâmetro pequeno (até 15 mm), em geral usa-se brocas de haste cilíndrica e a fixação à máquina se dá por intermédio de mandris. Em brocas de diâmetros maiores, prefere-se prender a broca a um cone morse, que por sua vez é preso à máquina, o que possibilita maior força de fixação;

b) diâmetro – é medido entre as duas guias da broca. Normalmente tem tolerância dimensional h8;

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c) núcleo – parte interior da broca de diâmetro igual a 0,16 D. Serve para conferir rigidez à broca;

d) guias – a superfície externa de uma broca helicoidal apresenta duas regiões (uma em cada aresta de corte) que têm diâmetro maior que o diâmetro das paredes da broca. Tais regiões são denominadas guias. Têm duas funções básicas – a primeira, como o próprio nome diz, é a de guiar a broca dentro do furo; a segunda é a de evitar que toda a parede externa da broca atrite com as paredes do furo, diminuindo assim os esforços necessários para a furação.

e) canais helicoidais – são as superfícies de saída da ferramenta. O ângulo de hélice de brocas normais, que na periferia da broca coincide com o ângulo de saída, pode ser 28 graus para brocas de aplicação geral (brocas do tipo N com ângulo de ponta = 118°), 15 graus para brocas destinadas à usinagem de materiais com cavacos curtos (brocas tipo H com ângulo de ponta igual a 60 ou 90°) e 40 graus para brocas destinadas à usinagem de materiais com cavacos longos e/ou materiais moles (broca tipo W com ângulo de ponta de cerca de 140°). O comprimento do canal helicoidal também pode variar dependendo do diâmetro da broca e do comprimento do furo que se deseja usinar. Além dessas brocas normais, existem uma infinidade de outros tipos de brocas helicoidais, tais como as destinadas a furos profundos, brocas extracurtas quando se deseja maior rigidez da broca, brocas escalonadas para usinagem de furos passantes escalonados, brocas de calibração para calibrar ou alargar furos fundidos, pré-estampados ou pré-furados, etc.

f) arestas de corte – numa broca helicoidal as duas arestas principais de corte não se encontram em um ponto, mas existe uma terceira aresta ligando-as. Esta terceira aresta é chamada de aresta transversal de corte. O ângulo formado entre as duas arestas principais, chamado de ângulo

de ponta () – (esta denominação não está de acordo com a norma brasileira NBR 6163, que chama de ângulo de ponta o encontro entre a aresta principal e secundária de corte), é normalmente igual a 118 graus. Em brocas para usinagem de materiais moles, seu valor é de 140 graus. (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001, p. 179-181).

Na Figura 2.5 estão representados os principais ângulos da geometria da broca

helicoidal.

A aresta transversal de corte, ou gume transversal, tem o comprimento

diretamente proporcional ao diâmetro do núcleo da broca. Stemmer (1995 B, p. 6)

explica que o gume transversal age em péssimas condições de trabalho, e que é

responsável por até 65% da força axial de avanço. Por isso, deve ser mantido o

menor possível. Pode-se dizer que ele mais conforma o material à sua frente do que

propriamente corta.

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Figura 2.5 – Geometria da cunha de uma broca helicoidal Fonte: Schroeter et al, 1999


2.1.1.2 Afiação das brocas helicoidais

A partir das geometrias padronizadas, as brocas helicoidais podem passar por

pequenas alterações para otimização do processo. Para a usinagem de aço, essas

afiações geralmente têm por objetivo a eliminação do gume transversal, devido aos

inconvenientes gerados por ele.

Stemmer (1995 B, p. 9) cita como principais processos de afiação para a

usinagem de aço:

a) a afinação do gume transversal (Figura 2.6), em que se retifica uma

reentrância na ponta da broca;

2 SCHROETER, R. B. et al. Estudo comparativo de desempenho de brocas DIN 338. Florianópolis,

1999. 32 p.

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Figura 2.6 – Afinação do gume transversal Fonte: Stemmer (1995 B, p. 18)

b) a correção do ângulo de saída com afinação do gume transversal (Figura 2.7),

em que “se retifica uma canaleta que simultaneamente corrige o ângulo de saída da

broca, no centro e afina o gume principal, melhorando as condições de corte.”

(STEMMER, 1995 B, p. 9);

Figura 2.7 – Correção do ângulo de saída com afinação do gume transversal Fonte: Stemmer (1995 B, p. 18)

c) a afiação cruzada (Figura 2.8), onde se retifica um plano inclinado nos flancos

da ferramenta, eliminando a aresta transversal de corte. Com isso, o esforço de

compressão na ponta da ferramenta diminui consideravelmente.

Figura 2.8 – Dois casos de afiação cruzada Fonte: Stemmer (1995 B, p. 18)

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2.1.2 Máquinas para Furação com Brocas

Para a execução do processo de usinagem, a máquina-ferramenta deve produzir

movimentos relativos entre peça e ferramenta. Os mais importantes são citados e

explicados por Ferraresi (1977, p. 2-3):

O movimento de corte é o movimento entre a peça e a ferramenta, o qual sem o movimento de avanço origina sòmente uma única remoção de cavaco, durante uma volta ou um curso [...]. O movimento de avanço é o movimento entre a peça e a ferramenta, que, juntamente com o movimento de corte, origina um levantamento repetido ou contínuo de cavaco, durante várias revoluções ou cursos [...]. O movimento efetivo de corte é o resultante dos movimentos de corte e de avanço, realizados ao mesmo tempo.

As direções desses movimentos estão representados na Figura 2.9.

Figura 2.9 – Direção dos principais movimentos na furação Fonte: Stemmer (1995 A, p. 12)

No caso da furação, o movimento de rotação é obrigatório para que ocorra o

movimento de corte. Essa rotação pode ser somente da peça, somente da

ferramenta, ou de ambas, em sentidos contrários.

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2.1.2.1 Peça em rotação

Para a execução da furação com a peça em rotação, a máquina mais adequada

é o torno mecânico, tanto o convencional quanto o CNC.

No torno, a usinagem de furos é possível como explica Rosa (p. 13): “Fazer um

furo cilíndrico por deslocamento de uma broca montada no cabeçote e com o

material em rotação.” Dessa forma, a peça sofre a rotação que possibilita o

movimento de corte. E a broca, presa ao cabeçote do torno, realiza o movimento de

avanço (Figura 2.10). A broca pode ser presa ao cabeçote com a utilização de

pinças.

Figura 2.10 – Furação em um torno Fonte: Adaptado de Rosa (p. 14)

2.1.2.2 Ferramenta em rotação

Neste caso a ferramenta gira e a peça permanece em repouso. É o processo

mais comumente utilizado nos ramos da indústria metal-mecânica, construção civil e

na mineração, por exemplo.

Na área de usinagem, é o processo mais comum e geralmente o único processo

viável quando a peça não apresenta geometria cilíndrica.

As máquinas utilizadas podem ser furadeiras de bancada, furadeiras de coluna,

furadeiras radiais, centros de usinagem CNC e mandriladoras, por exemplo.

Segundo Kunrath (p. 39), “As furadeiras são máquinas relativamente simples,

onde o movimento de corte é rotativo e o avanço linear tem apenas uma direção”.

Então, nesse caso, a peça fica estática e os movimentos, tanto de avanço como de

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rotação, são realizados pela ferramenta, devidamente fixada à máquina. A Figura

2.11 apresenta um exemplo de furadeira.

Figura 2.11 – Furadeira de coluna com avanço manual Fonte: Kunrath (p. 39)

O uso da mandriladora é basicamente igual ao uso da furadeira, com exceção de

que o avanço geralmente ocorre na direção horizontal.

Na mandriladora também pode ocorrer de o movimento de avanço ser realizado

pela peça, com o deslocamento da mesa. Para isso, a mesa deve ser capaz de se

deslocar de forma linear e estável. Caso contrário, podem ocorrer desvios no furo e

até mesmo a quebra da ferramenta.

2.1.2.3 Peça e ferramenta em rotação

Neste caso, peça e ferramenta giram em sentidos contrários, com o movimento

de avanço sendo realizado por uma das duas.

A rotação relativa entre peça e ferramenta pode ser muito elevada, gerando

maiores velocidades de corte.

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2.2 FURAÇÃO POR PROCESSOS ESPECIAIS

2.2.1 Furação a Laser

Segundo o Instituto Fábrica do Milênio (2005, p. 130) a furação a laser consiste

na pulsação de raios laser de alta intensidade de radiação em curtos intervalos de

tempo. A intensidade é suficientemente alta para aquecer, fundir e evaporar o

material da peça quase que instantaneamente. Essa evaporação do material da

peça gera o resultado desejado da operação, ou seja, o furo.

Brown (1998, p. 360) identifica algumas características do processo a laser.

Pode-se citar o tempo curto de setup, a não-utilização de ferramentas propriamente

ditas, a eliminação da necessidade de fixação da peça e a menor probabilidade de

defeitos superficiais gerados pela movimentação do material.

O Instituto Fábrica do Milênio (2005, p. 130-131) ainda salienta as vantagens da

furação a laser, como a ausência dos problemas referentes a ferramentas de corte,

a irrelevância da dureza do material de peça, a facilidade de se furar superfícies

curvas ou angulares, a boa precisão no posicionamento, a possibilidade de se fazer

furos de diâmetros muito pequenos, a produtividade alta e a razão

profundidade/diâmetro do furo em um valor máximo de aproximadamente 50. Além

de uma alta precisão dimensional e de forma.

Esse processo tem como principal ponto negativo o alto custo do sistema, o que

torna inviável sua aquisição para execução de pequenos lotes de peças ou

operações esporádicas.

2.2.2 Eletroerosão

Conforme explica o Instituto Fábrica do Milênio (2005, p.133-139), a usinagem

por eletroerosão, ou EDM (Electrical Discharge Machining), caracteriza-se por um

sistema em que são produzidas faíscas elétricas entre o eletrodo e o material da

peça. As faíscas são de uma temperatura altíssima, e quando atingem a peça

provocam a fusão de partículas e, dessa forma, ocorre a erosão. O sistema é todo

envolto por fluido dielétrico. O eletrodo não deve tocar a peça. O espaço entre os

dois é preenchido pelo fluido, que torna mais apropriada a ocorrência das faíscas, e

também tem papel fundamental na remoção das partículas erodidas.

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O formato e dimensões do furo são determinados pelo formato e dimensões do

eletrodo. As dimensões do furo serão pouco maiores que as do eletrodo, devido a

um pequeno intervalo (denominado gap) entre as laterais do furo e o eletrodo, vital

para a passagem do fluido dielétrico.

Brown (1998, p. 127-129) ainda cita o processo de eletroerosão a fio (wire EDM),

um caso particular e bastante usado do processo. Ao invés do eletrodo

convencional, é utilizado um fio em alimentação contínua. Ele vai erodindo o

contorno do furo desejado. Com o auxílio das tecnologias CNC (comando numérico

computadorizado) e CAM (Computer Aided Manufacturing) é possível se fazer furos

dos mais diversos formatos.

A eletroerosão a fio apresenta uma limitação peculiar: só podem ser executados

furos passantes. Outra limitação, não somente do processo a fio, mas também do

tradicional, é que o material de peça tem de apresentar certa condutividade elétrica.

Segundo Brown (1998, p. 116) a eletroerosão apresenta como vantagem o fato

de a dureza da peça ser irrelevante, podendo ser feito mesmo após tratamento

térmico ou termoquímico de endurecimento.

2.3 VIDA DA FERRAMENTA

A vida de uma ferramenta de corte é o período no qual ela pode ser utilizada

para uma função específica, produzindo uma peça com a qualidade exigida.

Durante sua utilização, a ferramenta é submetida a diversos mecanismos de

natureza física e química, que causam diferentes formas de desgaste na ferramenta.

A ação dos mecanismos de desgaste durante certo tempo causa alterações

dimensionais na ferramenta, fazendo com que as peças produzidas passem a não

ter mais as dimensões aceitáveis dentro de uma faixa de tolerância. Quando isso

ocorre, é o fim da vida da ferramenta, e ela deve ser substituída ou reafiada.

2.3.1 Mecanismos de Desgaste

Existem vários mecanismos de desgaste que incidem sobre a ferramenta de

corte durante o processo de usinagem. Dentre os principais, pode-se considerar:

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a) Abrasão mecânica (ou atrito) – segundo Diniz, Marcondes e Coppini (2001, p.

108-109), essa é uma das causas de desgaste mais comuns. Ela atinge a face e o

flanco da ferramenta (superfície de saída e superfície de incidência,

respectivamente). O desgaste no flanco é maior, porque ele atrita com a peça, que é

mais rígida que o cavaco, que atrita com a face.

Stemmer (1995 A, p. 132) ainda destaca que a presença de partículas duras no

material da peça resulta num aumento nesse tipo de desgaste. E, como a abrasão

gera calor, o material da ferramenta deve ter considerável dureza a quente.

b) Aderência – sobre esse mecanismo de desgaste, Stemmer (1995 A, p. 132-

133) afirma que:

A aderência entre o material da peça e as asperezas superficiais da ferramenta se deve à ação das altas temperaturas e pressões presentes na zona de corte e ao fato de que a superfície inferior do cavaco, recém arrancada, apresenta-se limpa, sem camadas protetoras de óxidos e, portanto, quimicamente muito ativa. A prova de que tais aderências se podem formar, é o gume postiço, formado por partículas que se soldam na face da ferramenta e apresentam um elevado grau de deformação a frio, isto é, estão encruadas, duras e resistentes. Elas dificultam o deslizamento do cavaco, aumentando o coeficiente de atrito na face e provocando um maior recalque do cavaco. O aumento do atrito provoca um aumento progressivo da força de deslizamento do cavaco, até que as partículas soldadas são arrancadas. O arrancamento destas partículas pode-se dar por cisalhamento das asperezas da ferramenta, por separação na solda ou por cisalhamento dentro das próprias partículas. No primeiro caso ocorre maior desgaste na face da ferramenta. De modo geral, o deslocamento de partículas encruadas e duras separadas do gume postiço, sob alta pressão, provoca desgaste abrasivo no flanco e na face da ferramenta. O gume postiço ocorre em baixas velocidades de corte. O desgaste aumenta, inicialmente, com a velocidade, pois vão se alcançando temperaturas e pressões que favorecem a aderência. Já em velocidades mais elevadas, a temperatura sobe a ponto de amolecer as partículas aderidas, que recristalizam, enquanto o material da ferramenta, muito mais resistente ao calor, não é afetado. Não havendo mais condições de formação do gume postiço, o desgaste da ferramenta diminui, bem como o recalque do cavaco, pois o mesmo desliza mais facilmente pela face da ferramenta.

c) Deformação plástica – segundo Stemmer (1995 A, p. 132), ela ocorre quando

são usados avanços maiores na operação, o que põe à prova a dureza e resistência

a quente do material da ferramenta. Com o tempo, esse tipo de avaria pode inutilizar

a ferramenta.

d) Difusão – consiste na migração de determinados átomos do cavaco para a

ferramenta.

Esse mecanismo de desgaste ocorre em condições propícias na zona de corte,

que podem ser a alta temperatura, determinado tempo de contato entre cavaco e

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ferramenta e afinidade físico-química existente entre eles (DINIZ; MARCONDES;

COPPINI, 2001, p. 110).

Segundo Stemmer (1995 A, p. 133), esse fenômeno não é observado em

ferramentas de aço rápido, pois a temperatura propícia para a difusão é muito maior

que a temperatura de amolecimento do material da ferramenta.

e) Oxidação – as altas temperaturas do processo de corte podem tornar a

superfície da ferramenta quimicamente ativa, ocorrendo a formação de camadas de

material oxidado (carepas). Na remoção dessa carepa é que ocorre o desgaste

propriamente dito.

Para Stemmer (1995 A, p. 133), esse mecanismo também não atinge

ferramentas de aço rápido, devido à temperatura de amolecimento ser bem inferior à

de oxidação.

Pode-se dizer que os mecanismos de desgaste agem sobre a ferramenta em

faixas de temperatura diferentes. Essa temperatura depende, por exemplo, da

velocidade de corte e do avanço. A diferença de faixas de atuação dos mecanismos

está ilustrada na Figura 2.12.

Figura 2.12 – Faixas de atuação dos mecanismos de desgaste Fonte: König; Klocke, 1997


3 KÖNIG, W.; KLOCKE, F. Fertigungsverfahren: drehen, fräsen, bohren. 5. ed. Berlin: Springer,

1997, 471 p.

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2.3.2 Formas de Desgaste em Brocas Helicoidais

Existem várias formas de desgaste, sendo que alguns são comuns a diversos

tipos de ferramenta. Esses desgastes mais comuns são citados no Quadro 2.1, junto

a suas possíveis causas e prevenções.

Tipo de Desgaste e/ou avaria

Possíveis Causas Ações para Minimização

Desgaste de Flanco

Velocidade de corte muito alta ou muito baixa (se a causa for a ocorrência da aresta postiça de corte).

Resistência insuficiente ao desgaste da ferramenta.

Abrasão.

Redução da velocidade de corte.

Seleção de classe de ferramenta mais resistente ao desgaste.

Aumento da velocidade de corte se o desgaste for causado pela aresta postiça de corte.

Desgaste de Entalhe

Oxidação. Seleção de fluido de corte com agentes antioxidantes.


Desgaste de Cratera

Difusão. Seleção de classe de ferramenta que possua cobertura de óxido de alumínio, exceto na usinagem de alumínio

Deformação Plástica

Altas temperaturas combinadas com altas pressões na região de corte.

Ferramenta com baixa resistência a quente

Seleção de classe de ferramenta com maior dureza a quente.


Trincas de Origem Mecânica

Variação excessiva de esforço na aresta de corte.

Seleção de uma classe de ferramenta mais tenaz.

Redução do avanço.

Suavização do primeiro contato da ferramenta com a peça.

Aumento da estabilidade.

Trincas de Origem Térmica

Excessiva variação de temperatura.

Seleção de classe de ferramenta mais tenaz.

Aplicação do fluido de corte em abundância ou não-aplicação.

Lascamento Classe da ferramenta muito frágil.

Geometria da ferramenta muito fraca.

Choques da ferramenta com a peça.

Seleção de classe de ferramenta mais tenaz.

Aumento do ângulo de ponta, raio de ponta e/ou do ângulo de cunha (chanframento da aresta).

Suavização do primeiro contato da ferramenta com a peça.

Quadro 2.1 – Tipos de desgaste com possíveis causas e ações corretivas Fonte: Adaptado de Diniz, Marcondes e Coppini (2001, p. 105)

Dois dos desgastes mais comuns e facilmente mensuráveis em brocas são a

marca de desgaste no flanco e a cratera na face, muito usados nas considerações

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sobre a vida útil da ferramenta. Além desses dois, Castillo (2005, p. 41) ainda cita os

desgastes do gume transversal, da quina e das guias laterais. A Figura 2.13 mostra

a localização de todos esses desgastes.

Figura 2.13 – Formas de desgaste em uma broca helicoidal Fonte: König; Klocke, 1997


Estudos mais detalhados encontraram ainda mais formas de desgaste, conforme

cita Castillo (2005, p.41).

Kanai et al. (1978)5 realizou testes de desempenho de brocas na

usinagem de aço carbono S45C, onde quantificou e avaliou sete tipos diferentes de desgaste [...] em brocas helicoidais,:

Desgaste de quina, W;

Desgaste de flanco médio, VB;

Desgaste de flanco máximo, VBmax;

Desgaste de guia lateral, Mw;

Desgaste de cratera, Kw;

Desgaste no gume transversal medido em relação ao gume de corte (altura), C

t, e desgaste no gume transversal medido em relação ao gume de

corte (largura), Cm;

Altura (Pt) e largura (Pm) do lascamento.

4 KÖNIG, W.; KLOCKE, F. Fertigungsverfahren: drehen, fräsen, bohren. 5. ed. Berlin: Springer,

1997, 471 p. 5 KANAI, M. et al. Statisticals characteristics of drill wear and drill life for standardized

performance tests. Annals of the CIRP, 27, p. 61-66, 1978.

40

Esses desgastes são mostrados na Figura 2.14, sendo que os desgastes de

flanco médio e máximo são representados juntos.

Figura 2.14 – Tipos de desgaste em brocas Fonte: Kanai et al, 1978


Como foi citado anteriormente, o gume transversal atua sob condições críticas na

usinagem. E isso é preocupante do ponto de vista do desgaste da ferramenta. A

conformação que ele causa no material da peça dá origem a um desgaste

progressivo. Para Castillo (2005, p. 42) tais “esforços podem causar lascamentos e

consequente destruição do gume transversal, podendo provocar caldeamento da

ferramenta e quebra da mesma”. A Figura 2.15 mostra duas formas de desgaste da

aresta transversal de corte.

Assim como no gume transversal a velocidade de corte é mínima, na quina da

ferramenta ela é máxima. Dessa forma ocorrem, segundo Castillo (2005, p. 43),

6 KANAI, M. et al. Statisticals characteristics of drill wear and drill life for standardized

performance tests. Annals of the CIRP, 27, p. 61-66, 1978.

41

problemas de desgaste de natureza térmica nessa região, podendo incluir, além da

quina, as guias da broca.

Figura 2.15 – a) Desgaste do gume transversal; b) arredondamento do gume transversal Fonte: Schroeter et al, 1999


2.3.3 Determinação do Fim de Vida da Ferramenta

A ação de mecanismos de desgaste por determinado tempo torna a ferramenta

inapropriada para uso, dando fim à sua vida útil. O fim da vida da ferramenta,

propriamente dito, pode ocorrer quando:

a) os desgastes atingirem proporções tão elevadas que se receia a quebra da aresta de corte. Isto é crítico em operações de desbaste onde, por não ser necessária a obtenção de tolerâncias apertadas e bons acabamentos superficiais, permite-se que os desgastes cheguem a valores altos;

b) devido ao desgaste da superfície de folga da ferramenta, não é mais possível a obtenção de tolerâncias apertadas e/ou de bons acabamentos superficiais da peça. Isso é crítico em operações de acabamento;

c) os desgastes crescem muito, fazendo com que a temperatura da aresta cortante ultrapasse a temperatura na qual a ferramenta perde o fio de corte (a aresta de corte se decompõe). Isso é crítico em ferramentas de aço rápido, que suportam temperaturas menores que outros materiais para ferramentas;

d) o aumento da força de usinagem, proveniente dos desgastes elevados da ferramenta, interfere no funcionamento da máquina. (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001, p. 113)


1999. 32 p.

42

Stemmer (1995 A, p. 136-137) ainda salienta que a determinação de um ponto

exato para o fim da vida da ferramenta de corte é algo importante nos estudos sobre

usinagem e usinabilidade. Ele ainda cita, entre outros, os seguintes critérios para

determinar o fim da vida da ferramenta:

a) Falha total da ferramenta, que a inutiliza por lascamento, quebra ou

superaquecimento;

b) Falha parcial da ferramenta, caracterizada por forte atrito entre a peça e o

flanco da ferramenta;

c) Largura da marca de desgaste, no flanco da ferramenta;

d) Vibrações intensas, que impedem a continuidade da operação;

e) Profundidade da cratera, na face da ferramenta;

f) Piora do acabamento superficial, de forma repentina;

g) Aparecimento de rebarbas de usinagem, na peça;

A largura da marca de desgaste, medida na superfície de incidência da

ferramenta de corte, “é o critério de emprego mais frequente na indústria para a

determinação do fim de vida da ferramenta de metal duro e cerâmica” (STEMMER,

1995 A, p. 137).

Mas ele pode ser aplicado também para ferramentas de aço rápido e outros

materiais, pois o desgaste de flanco, ou desgaste frontal, “É o tipo de desgaste mais

comum. Todo processo de usinagem causa desgaste frontal” (DINIZ; MARCONDES;

COPPINI, 2001, p. 101).

Segundo Ferraresi (1977, p. 362), a medição da marca de desgaste no flanco da

ferramenta pode ser feita facilmente por meio de uma lupa ou um microscópio de

oficina.

A Figura 2.16 mostra a localização e medição da marca de desgaste em uma

broca helicoidal. Castillo (2005, p. 43) salienta que no caso de ter acontecido

“deformação plástica ou desgaste do gume, ou seja, retração do mesmo, a marca de

desgaste deve ser medida em relação à posição original do gume considerado”,

fazendo uso, se necessário, de uma referência.

43

Figura 2.16 – Desgaste médio VB e desgaste máximo VBmax no flanco de uma broca Fonte: Schroeter et al, 1999


2.4 MEIOS LUBRI-REFRIGERANTES EM USINAGEM

Diversas variáveis podem ter influência sobre a duração da vida de uma

ferramenta de corte. Uma delas diz respeito à aplicação de fluido de corte no

sistema peça-ferramenta durante a operação, proporcionando um meio de

refrigeração e lubrificação para o processo.

Stemmer (1995 A, p. 149) cita como objetivos da utilização de fluido de corte:

- Aumentar a vida da ferramenta - Aumentar a eficiência da remoção de material. - Melhorar o acabamento superficial - Reduzir a força e potência de corte.

Como funções dos fluidos lubri-refrigerantes, pode-se identificar:

a – Refrigeração da ferramenta – É especialmente importante em altas velocidades de corte. Quando se utiliza ao máximo as possibilidades da ferramenta e a temperatura do gume se aproxima do ponto de amolecimento, pequeno esfriamento pode provocar grande aumento na vida da ferramenta. [...] b – Lubrificação – Deve atuar especialmente na zona de contato da peça e do cavaco com a face da ferramenta. Para diminuir a temperatura no gume da ferramenta pode-se eliminar pela refrigeração o calor gerado, como também procurar reduzir a geração de calor. Este segundo caminho é realizado pela lubrificação. [...] A medida que aumenta a velocidade de corte, o tempo para a entrada do fluido entre as superfícies atritantes e para a reação química dos aditivos se torna insuficiente, perdendo-se progressivamente o efeito lubrificante. Em


1999. 32 p.

44

altas velocidades, de qualquer forma o efeito refrigerante é mais importante que a lubrificação. c – Proteção contra a corrosão – O fluído de corte deve proteger a peça, assim como a máquina contra a corrosão. Isso obriga, no caso de utilização de água, que tem excelentes qualidades de refrigeração, ao emprego de óleos com emulsificadores ou de aditivos anti-corrosão. d – Arrastamento de cavacos – O fluído de corte, quer por ação mecânica de arrastamento, quer pelo esfriamento brusco e fragilização do cavaco, quer por alteração da forma do cavaco, tem uma importante função na eliminação dos cavacos da área de trabalho. Esta ação é especialmente útil na furação profunda, na trepanação e na furação com brocas canhão, onde se usa fluído injetado sob pressão, através da ferramenta de corte, para forçar os cavacos para fora do furo. e – Eliminação do gume postiço – O gume postiço se forma especialmente em baixas velocidades de corte, prejudicando seriamente o acabamento superficial. A lubrificação da face da ferramenta (superfície de saída) por fluídos com aditivos de extrema pressão (EP) ou por óleos graxos, pode evitar a formação do gume postiço. f – Qualidades acessórias – Os meios lubri-refrigerantes devem ter ainda as seguintes qualidades acessórias: - Resistência á infectação por bactérias e fungos. - Não ter tendência ao envelhecimento (formação de borras, espumas, oxidação, perda de estabilidade). - Não afetar a saúde, quer pelo contato direto, quer pelos seus vapores e névoas. - Facilidade de preparação e manutenção. - Não atacar metais, plásticos, tintas, borrachas, elementos de vedação e outras peças da máquina. - Não atacar ligantes dos rebolos (na retificação). - Boa transparência, para permitir a observação do processo de usinagem. - Baixa inflamabilidade. - Não afetar ou poluir o meio ambiente, nem na utilização nem no descarte. - Não ter cheiro incomodativo. - Poder de remover impurezas. - Boa molhabilidade e resistência a altas pressões. - Boa filtrabilidade. - Não formar espuma. As qualidades exigidas variam de acordo com a aplicação e, as vezes, são até contraditórias. Não existe um fluído de características universais, que atende a todas as exigências. No desenvolvimento de meios lubri-refrigerantes, a melhoria de certas qualidades, por exemplo pelo uso de aditivos, induz frequentemente a piora de outras. [...] g – Do ponto de vista econômico – A análise é em geral bastante complexa, pois devem ser computados os custos globais de aquisição, estocagem, aplicação, manutenção e descarte, os quais devem ser balanceados com os benefícios obtidos. O custo simples do meio lubri-refrigerante tem pouca significação, representando em geral menos de 1 a 2% do custo de usinagem.” (STEMMER, 1995 A, p. 149-152)

2.4.1 Tipos de Lubri-Refrigerante

Segundo Ferraresi (1977, p. 526), os meios lubri-refrigerantes podem ser sólidos,

líquidos ou gasosos.

45

2.4.1.1 Sólidos

Ferraresi (1977, p. 526-527) explica que os lubri-refrigerantes sólidos são

aplicados para se obter lubrificação no processo. Antes do início da operação, o

sólido é aplicado na superfície de saída da ferramenta, e durante o processo isso

acaba diminuindo consideravelmente o atrito entre ferramenta e cavaco.

Um exemplo é a pasta de bissulfeto de molibdênio, que apresenta boa

lubrificação a altas pressões.

2.4.1.2 Líquidos

Os meios líquidos para lubrificação e refrigeração em usinagem podem ser

aquosos ou óleos.

Como principais fluidos de corte à base de água pode-se citar as emulsões e as

soluções químicas, analisadas a seguir:

a) Emulsões – “consistem da mistura de óleo com água, com a adição de um

agente emulsificador, que faz com que o óleo fique distribuído, de modo uniforme e

estável, na água, sob a forma de finas gotículas.” (STEMMER, 1995 A, p. 154)

Esse fluido tem como principal característica a alta capacidade de refrigeração

da operação. E a presença do óleo e outros aditivos diminuem a ação corrosiva dele

sobre o sistema. Dessa forma, é utilizado quando a maior preocupação é com a

temperatura do sistema.

b) Soluções químicas – também chamadas de fluidos sintéticos, “decorrem da

mistura com água, de um concentrado de produtos orgânicos ou inorgânicos,

solúveis em água. Não contem derivados de petróleo.” (STEMMER, 1995 A, p. 153)

Têm por característica, o alto poder de refrigeração; a transparência, que permite

visualizar o processo; e uma vida útil maior, devido aos aditivos biocidas, que não

permitem a ação de bactérias. (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001, p. 170)

Os óleos, ainda segundo Diniz, Marcondes e Coppini (2001, p. 171), são

utilizados em operações de desbaste pesado, onde a principal causa de aumento de

temperatura é o atrito na região do corte. Isso se deve ao seu alto poder de

46

lubrificação. Seu poder de refrigeração é bem menor que o da água. Quanto mais

viscoso o óleo, menor a refrigeração proporcionada por ele.

Entre os óleos utilizados como fluido de corte, Stemmer (1995 A, p. 152) cita os

óleos minerais puros, os óleos graxos, os óleos mistos, os óleos com aditivos

polares e os óleos com aditivos de extrema pressão.

Como desvantagens dos óleos, pode-se citar a inflamabilidade, o fato de boa

parte ser derivada do petróleo e o risco à saúde do operador. (DINIZ; MARCONDES;

COPPINI, 2001, p. 171)

2.4.1.3 Gasosos

Ferraresi (1977, p. 526) destaca que os gases podem ser utilizados como meios

lubri-refrigerantes devido a sua ação física, retirando o calor do sistema; sua ação

química, reagindo com a superfície do cavaco recém-formado; e sua ação mecânica,

expulsando os cavacos da região do corte.

O ar comprimido é de grande utilização, e bem adequado à usinagem de ferro

fundido, devido às características dos cavacos. Outros gases como hélio e argônio

também podem ser utilizados, no caso de proteger peça e ferramenta contra

oxidação.

2.5 QUALIDADE DO PROCESSO DE FURAÇÃO

Segundo Agostinho, Rodrigues e Lirani (1977, p. 1-3), o mercado atualmente

exige produtos que possam ser fabricados em diferentes situações, porém de forma

e qualidade iguais. Dessa forma, se obedece ao princípio da intercambiabilidade,

segundo o qual se pode substituir qualquer peça por outra igual em um sistema

complexo que o seu funcionamento não fica comprometido.

A qualidade dos furos está associada ao processo, ao material, à ferramenta e aos parâmetros de corte que são utilizados. Porém, a perfeição na realização de furos é muito difícil, devido aos vários fatores que a influenciam. Temos a situação ideal e a real para realizar a operação, e nem sempre a ideal se aproxima da real. (PANGRÁCIO, 2003, p. 41)

Na furação, observa-se a qualidade da peça usinada por meio da avaliação das

tolerâncias dimensionais, tolerâncias geométricas e acabamento superficial.

47

2.5.1 Tolerâncias Dimensionais

Pode-se entender o conceito de tolerância da seguinte forma:

(...) quando se mede as dimensões de diferentes peças cujo funcionamento foi experimentado e considerado adequado, verifica-se que essas dimensões podem oscilar dentro de certos limites, mantendo-se as condições de funcionamento anteriormente previstas. (AGOSTINHO; RODRIGUES; LIRANI, 1977, p. 3)

Pangrácio (2003, p. 41) define tolerância dimensional como “a faixa de valores

que a medida obtida pode variar da nominal e permanecer aceitável.” Ela se refere

propriamente ao valor numérico de determinada medida, podendo ser feitos estudos

estatísticos sobre a tolerância para determinado lote de peças iguais. Um fator

determinante para essa variação dimensional em um lote de peças é o desgaste da

ferramenta de corte.

2.5.2 Tolerâncias Geométricas

Em muitos casos, a medida do diâmetro de determinado furo não é suficiente

para atestar sua qualidade para a aplicação. Por isso, deve-se observar as

tolerâncias geométricas do furo, que podem ser referentes aos erros de forma do

furo ou aos erros de posição do furo. Na Figura 2.17 são ilustrados os principais

erros geométricos na furação.

Segundo Da Silva (20019 apud ALMEIDA, 2008, p. 22-23), alguns fatores

determinantes para a ocorrência de erros geométricos na furação podem ser:

defeitos da máquina-ferramenta, deformação elástica, fixação incorreta da peça,

desgaste da ferramenta, dilatação térmica da peça, endurecimento da superfície,

tratamentos térmicos inadequados e formação de rebarbas.

9 DA SILVA, R. B., 2001, Alargamento Cônico do Ferro Fundido Nodular GGG40, Dissertação de

Mestrado – Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte.

48

Figura 2.17 – Erros geométricos mais comuns em furação Fonte: König; Klocke, 1997


2.5.3 Acabamento Superficial

A análise do acabamento superficial pode ser feita por meio da medição da

rugosidade de determinada superfície. Segundo Kloth (2007, p. 15), a rugosidade “é

o conjunto das irregularidades microgeométricas que resultam em uma superfície

após um trabalho e que são formadas por numerosos sulcos e ranhuras mais ou

menos variáveis em forma, direção e profundidade.”

Agostinho, Rodrigues e Lirani (1977, p. 192) destacam que as especificações

referentes ao acabamento superficial são fundamentais em peças sujeitas a: atrito,

desgaste, corrosão, análise de aparência, fadiga, fenômenos térmicos, fenômenos

ópticos, escoamento de fluidos e medição com instrumentos mais sensíveis.

A rugosidade superficial é função do tipo de acabamento ou da máquina-ferramenta. Na análise dos desvios da superfície real da superfície geométrica, distinguem-se: a) erros macrogeométricos ou erros de forma, que podem ser medidos com instrumentos de medição convencionais; b) erros microgeométricos ou rugosidade, que só podem ser medidos através de aparelhos especiais tais como: rugosímetros [...]. A separação entre um erro e outro é arbitrária.

10

KÖNIG, W.; KLOCKE, F. Fertigungsverfahren: drehen, fräsen, bohren. 5. ed. Berlin: Springer,

1997, 471 p.

49

Sendo impraticável a determinação dos erros de todos os pontos de uma superfície, faz-se uso da determinação ao longo das linhas que constituem os perfis das peças usinadas. (AGOSTINHO; RODRIGUES; LIRANI, 1977, p. 195-196)

O rugosímetro é o aparelho com a função específica de quantificar a rugosidade

de uma superfície. O aparelho tem um sensor que é deslizado por uma linha da

superfície que tem a rugosidade a ser medida. O rugosímetro exibe o valor da

grandeza, geralmente dado em micrometros (m).

Três dos principais valores de rugosidade que devem ser obtidos, segundo

Almeida (2008, p. 27-29), são:

a) Rugosidade média (Ra), que é a média aritmética das distâncias atingidas

entre os extremos (cristas e vales) do perfil (y1, y2, y3,..., yn) e a linha média do

perfil, dentro do comprimento de avaliação (La), como aparece na Figura 2.18;

Figura 2.18 – Rugosidade média (Ra) de uma superfície Fonte: Adaptado de Almeida (2008, p. 28)

b) Rugosidade total (Rt), que é a medida entre o vale mais profundo e a crista

mais alta do perfil, no comprimento de avaliação (La), como mostra a Figura 2.19;

50

Figura 2.19 – Rugosidade total (Rt) de uma superfície Fonte: Adaptado de Almeida (2008, p. 28)

c) Rugosidade média (Rz), onde o comprimento de avaliação (La) é dividido em

comprimentos de amostragem (L1,..., L4), e cada um tem sua rugosidade total

(z1,..., z4). A média entre esses valores resulta em Rz, como mostra a Figura 2.20.

Figura 2.20 – Rugosidade média (Rz) de uma superfície

Fonte: Adaptado de Almeida (2008, p. 29)

51

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Nesta seção estão descritos os métodos para a realização dos ensaios, bem

como os materiais, máquinas e ferramentas utilizadas neste trabalho. Todos os

processos foram executados nas dependências da UTFPR – Campus Ponta Grossa,

exceto a afiação e reafiação das brocas, que foi executada na empresa IN DOOR

Manutenções - Curitiba.

3.1 CORPOS DE PROVA

Para a realização dos ensaios, foram confeccionados corpos de prova cilíndricos

com aproximadamente 24 mm de diâmetro e 40 mm de comprimento, como os

mostrados na Figura 3.1.

Figura 3.1 – Corpos de prova

3.1.1 Análise da Matéria-Prima

Para a confecção dos corpos de prova foram utilizadas cinco barras de aço

ABNT 1045. Para poder afirmar que as cinco barras eram do mesmo material e,

logo, terem propriedades mecânicas aproximadamente iguais, foi realizado o ensaio

de dureza e a micrografia das barras.

52

3.1.1.1 Ensaio de dureza

Para o ensaio de dureza foi utilizado o durômetro do Laboratório de Metrologia

da UTFPR – Campus Ponta Grossa.

Foram feitas cinco leituras de dureza para cada uma das barras, utilizando-se a

escala de dureza Rockwell B (HRb). A média e desvio-padrão encontrados estão na

Tabela 3.1.

Tabela 3.1 – Dureza da matéria-prima

Dureza (HRb)

Média 90,06

Desvio-Padrão 3,07

O percentual do desvio-padrão em relação à dureza média é de

aproximadamente 3%, o que não representa uma diferença de dureza relevante,

dado o enfoque deste trabalho.

3.1.1.2 Micrografia

Para a micrografia foram utilizados os equipamentos do Laboratório de Materiais

da UTFPR – Campus Ponta Grossa.

As amostras foram embutidas em baquelite da marca Arotec, sendo comprimidas

na prensa Maxi Press Metalotest. Elas foram lixadas e polidas em um equipamento

da marca Buehler, formado pelo cabeçote Vector Power Head e pela base Beta

Grinder-Polisher.

O ataque químico foi feito com nital a 5%. As amostras foram secas em um forno

tipo mufla da marca Jung, com potência de 2 kW. Para visualização foi utilizado o

microscópio Olympus BX60, onde foi acoplada a câmera Media Cybernetics

Evolution LC Color. A análise foi feita com o uso do software Analysis 5.1. O

resultado pode ser visto na Figura 3.2.

53

Figura 3.2 – Micrografia das cinco barras com as respectivas ampliações

A micrografia não mostra uma diferença microestrutural significativa entre as

cinco barras.

Nesta análise da matéria-prima conclui-se que o material das cinco barras não

apresenta diferença significativa entre elas. Logo, o material a ser usinado nestes

ensaios não aparece como uma variável a ser considerada para a obtenção do

resultado final.

54

3.1.2 Preparação dos Corpos de Prova

Para a fabricação dos corpos de prova foram utilizadas as cinco barras de aço

ABNT 1045 descritas no item anterior. As barras tinham aproximadamente 5 metros

de comprimento. No total foram fabricados 600 corpos de prova.

Os corpos de prova foram fabricados no torno Nardini, modelo Mascote, também

utilizado na execução dos ensaios. A fabricação consiste em torneamento externo,

corte da barra e quebra de cantos.

Para o torneamento externo e quebra de cantos das peças foi utilizado o inserto

Sandvik Coromant TNMG160408-PR e o suporte Sandvik Coromant DTJNR

2020K16.

Para o corte dos corpos de prova da barra foi utilizado o bedame Sandvik

Coromant R123H2-0400-0502-CM, montado no suporte Sandvik Coromant

RF123H13-2020BM.

3.2 PROJETO EXPERIMENTAL

Os ensaios foram divididos em oito condições com as respectivas réplicas. As

condições foram criadas na relação entre as variáveis:

- máquina-ferramenta, podendo ser o torno ou a mandriladora;

- fluido de corte, sendo usado ou não e

- afiação da broca, podendo ser convencional ou cruzada.

A definição das condições pode ser vista no Quadro 3.1.

CONDIÇÕES MÁQUINA FLUIDO DE CORTE AFIAÇÃO

Condição 1 Mandriladora

Sem Fluido Convencional

Condição 2 Cruzada

Condição 3 Com Fluido Convencional


Condição 5 Torno

Sem Fluido Convencional


Condição 7 Com Fluido Convencional


Quadro 3.1 – Projeto Experimental

55

3.3 MÁQUINA-FERRAMENTA

Os ensaios foram realizados na mandriladora e no torno. As condições de 1 a 4

foram executadas na mandriladora, enquanto as condições de 5 a 8 foram feitas

com o torno, assim como as respectivas réplicas.

3.3.1 Mandriladora

A mandriladora é da marca Union, modelo BFT 63, do Laboratório de Mecânica

da UTFPR, como pode ser visto na Figura 3.3. A máquina dispõe de uma árvore

horizontal com rotação máxima de 1400 rotações por minuto.

Figura 3.3 – Ensaio realizado com a mandriladora

Nesta máquina, foi necessária a instalação de um sistema de fixação da peça.

Foi um componente retirado de outra máquina do laboratório. Ele consiste

basicamente em uma placa com três castanhas, muito similar ao sistema de fixação

de peças no torno.

Ele foi fixado à mesa da mandriladora, e a mesa foi corretamente posicionada

para garantir que o centro da peça estivesse alinhado com o centro da ferramenta.

56

Nesta situação, é na ferramenta que se realiza os movimentos de avanço e de

rotação, dando origem ao movimento de corte.

3.3.2 Torno

O torno é da marca Nardini, modelo Mascote, com rotação máxima no eixo

árvore de 2500 rotações por minuto. O equipamento pode ser visto na Figura 3.4.

Figura 3.4 – Ensaio realizado com o torno

Diferente da mandriladora, neste caso a broca sofre apenas o movimento de

avanço e a rotação que dá origem ao movimento de corte é realizada na peça.

3.4 FERRAMENTAS DE CORTE

Neste trabalho, foram utilizadas oito brocas de aço rápido. As ferramentas

utilizadas foram brocas da marca Lenox Twill, modelo TW104 de 13 milímetros de

diâmetro, com 101 milímetros de comprimento da hélice e 151 milímetros de

comprimento total, como pode ser visto na Figura 3.5.

57

Figura 3.5 – Broca com afiação convencional e com afiação cruzada

A fabricação da broca segue a norma DIN 338, de aço rápido HSS, o qual

proporciona alta dureza e tenacidade à ferramenta. Os canais são de geometria do

tipo N, retificados com máxima precisão e simetria, garantindo excelente

estabilidade operacional e eficiente remoção de cavacos.

O diâmetro externo foi obtido pelo processo de retífica centerless. O acabamento

superficial é polido, o mais usual para brocas de aço rápido. Possui baixo coeficiente

de atrito, o que diminui a adesão a frio do cavaco nas arestas de corte. Disponível

nas normas DIN 338 e DIN 340.

As brocas foram afiadas e reafiadas por serviço externo com rebolo de desbaste

da marca Norton, modelo AA46-K6-V6 e rebolo de acabamento da marca Norton,

modelo CRT-AS-80-o.

No processo de afiação citado anteriormente, foram obtidas as brocas com

afiação cruzada, Figura 3.6.

Figura 3.6 – Broca com afiação convencional e com afiação cruzada

58

A afiação cruzada, onde foi retifica um plano inclinado nos flancos da ferramenta,

com uma inclinação de 27,5° em relação ao eixo da ferramenta, eliminando a aresta

transversal de corte, como mostra a Figura 3.7. Com isso, o gume transversal deu

lugar a dois novos gumes principais.

Figura 3.7 – Broca com afiação cruzada

Para os ensaios com as brocas com afiação convencional a geometria das

brocas foram mantidas, como na Figura 3.8.

Figura 3.8 – Broca com afiação convencional

59

A reafiação foi feita tanto nas brocas de afiação cruzada quanto nas de afiação

convencional, obtendo as respectivas geometrias anteriores.

3.5 PARÂMETROS DE CORTE UTILIZADOS

Os ensaios realizados no torno foram feitos com a peça girando a 500 rotações

por minuto, resultando em uma velocidade máxima de corte de 20,42 m/min. O

avanço da ferramenta foi feito de forma manual e intermitente, para possibilitar a

saída dos cavacos.

Os ensaios na mandriladora também foram realizados com a ferramenta girando

a 500 rotações por minuto, originando uma velocidade de corte de 20,42 m/min. O

avanço da ferramenta também foi feito manualmente e de forma intermitente.

3.6 MEIO LUBRI-REFRIGERANTE

Metade dos ensaios foi realizada com fluido de corte e outra metade sem a

presença dele.

O fluido de corte selecionado é líquido, diluído em água. Fluido sintético da

marca Amphora Química LTDA, modelo Hydria EP, a 5% de concentração. A

composição do fluído é de óleo vegetal, aminas, amidas, glicóis, antiespumante,

bactericida e corante.

O fluido de corte foi borrifado manualmente com a utilização de bisnagas, sendo

consumido em média 1 litro da solução a cada lote de seis peças. A forma de

aplicação pode ser vista na Figura 3.9.

3.7 MEDIÇÃO DO DESGASTE

O desgaste da ferramenta foi avaliado por meio da medição da largura da marca

de desgaste na superfície de incidência, ou seja, no flanco da broca. Mais

propriamente o desgaste máximo (VBmax), que foi mostrado na Figura 2.16.

O desgaste foi medido após a conclusão de cada grupo de seis peças. Dessa

forma, ele foi medido após a 6ª, a 12ª, a 18ª, a 24ª, a 30ª e a 35ª peça, para uma

determinada condição.

60

Figura 3.9 – Aplicação do fluido de corte

A medição foi feita com o microscópio Motic SMZ-168, com a lente de 5 vezes de

aumento. A ferramenta foi iluminada pelo dispositivo Motic MLC-150c. As imagens

foram capturadas com o uso da câmera Moticam 2000 2.0 MPixel, acoplada ao

microscópio, e do programa Motic Images Plus 2.0. A leitura foi realizada com a

cotagem da marca de desgaste na foto.

O resultado considerado para a análise consiste na média aritmética entre o valor

de desgaste encontrado na aresta 1 e na aresta 2 da broca. Os resultados

analisados foram encontrados a partir da média aritmética entre os valores das

condições e os valores das réplicas. Os valores de desgaste na qual houve a quebra

da broca foram descartados para evitar distorções nos resultados.

3.8 MEDIÇÃO DO DIÂMETRO DO FURO

O diâmetro do furo foi medido com a peça apoiada em um prisma Mitutoyo,

fazendo uso do micrômetro interno marca, conforme a Figura 3.10.

Foi medido o diâmetro da 1ª, 6ª, 12ª, 18ª, 24ª, 30ª e 35ª peça, em cada condição

de ensaio.

Foi medido o diâmetro do furo no local de entrada da broca (A), na região central

da peça (B) e na saída do furo (C), como mostra a Figura 3.11.

61

Figura 3.10 – Medição do diâmetro do furo

Foram realizadas três leituras do diâmetro de entrada, três leituras do diâmetro

do meio da peça e três leituras do diâmetro de saída. Foi obtida a média aritmética

dessas três leituras, tanto para as condições como para as réplicas. A média

aritmética entre os valores das condições e os valores das réplicas foram

considerados para a análise dos resultados. Os valores de diâmetros na qual houve

a quebra da broca foram descartados para evitar distorções nos resultados.

Figura 3.11 – Pontos de medição do diâmetro

62

4 EXECUÇÃO DOS ENSAIOS

4.1 ENSAIOS

Como variáveis de entrada foram definidas a máquina-ferramenta, usada para a

execução dos ensaios, o uso ou não do fluido lubri-refrigerante e o tipo de afiação

das brocas. As variáveis de saída são a vida da ferramenta e a variação dimensional

do furo da peça.

Foram definidas oito condições com as variáveis de entrada, como pode ser

verificado na sequência.

4.1.1 Condição 1

A condição 1 foi realizada com a mandriladora, sem a presença de fluido de corte

e com a broca com afiação convencional. A afiação da broca não foi alterada, foi

mantida a geometria fornecida pelo fabricante. Para uma análise mais precisa as

arestas da broca foram analisadas separadamente. Foram observados a aresta 1

(Figura 4.1) e a aresta 2 (Figura 4.2).

Figura 4.1 – Gume da aresta 1 da ferramenta nova


Depois de furar as seis primeiras peças a ferramenta foi levada para medição do

desgaste. O desgaste máximo da aresta 1 (Figura 4.3) foi verificado na quina da

ferramenta, de 0,4030 milímetro. A quina da aresta 1 apresentou material aderido

que não interferiu na medição. Da mesma forma a aresta 2 (Figura 4.4) também

desgastou mais na quina, 0,4210 milímetro.

63

Figura 4.3 – Gume da aresta 1 da ferramenta depois da sexta peça


Depois de furar mais seis peças a ferramenta foi levada novamente para

medição do desgaste. O maior desgaste da aresta 1 (Figura 4.5) foi verificado na

quina da ferramenta, de 0,5670 milímetro. O maior desgaste da aresta 2 (Figura 4.6)

também foi na quina, 0,5850 milímetro.

Figura 4.5 – Gume da aresta 1 da ferramenta depois da décima segunda peça


Na furação da décima quinta peça a ponta da broca começou a escurecer para a

cor azul. Após ter furado dezoito peças foi medido o desgaste da ferramenta. O

desgaste da aresta 1 (Figura 4.7) prosseguiu na quina da ferramenta, com 0,6770

milímetro. A aresta 2 (Figura 4.8) apresentou uma quebra no gume, próximo à quina,

mas o desgaste também foi maior na quina, 0,6400 milímetro. A quina da aresta 2

apresentou material aderido que não interferiu na medição.

64

Figura 4.7 – Gume da aresta 1 da ferramenta depois da décima oitava peça


Depois da furação de vinte e quatro peças a ferramenta foi levada novamente

para medição do desgaste. O desgaste máximo da aresta 1 (Figura 4.9) foi

verificado na quina da ferramenta, de 0,8590 milímetro. Da mesma forma a aresta 2

(Figura 4.10) também desgastou mais na quina, 0,8960 milímetro.

Figura 4.9 – Gume da aresta 1 da ferramenta depois da vigésima quarta peça


Depois de furar mais seis peças a ferramenta foi levada para medição do


ferramenta, de 0,9880 milímetro. A presença de material aderido à quina da aresta

01 não interferiu na medição do desgaste. Da mesma forma a aresta 2 (Figura 4.12)

também desgastou mais na quina, 0,9710 milímetro.

65

Figura 4.11 – Gume da aresta 1 da ferramenta depois da trigésima peça


Depois da furação de trinta e cinco peças a ferramenta foi levada para medição

do desgaste. O desgaste máximo da aresta 1 (Figura 4.13) foi verificado na quina da

ferramenta, de 1,0420 milímetro. Da mesma forma a aresta 2 (Figura 4.14) também

desgastou mais na quina, 0,9880 milímetro. Ao final dos ensaios, a ponta da

ferramenta estava com coloração azul escura.

Figura 4.13 – Gume da aresta 1 da ferramenta depois da trigésima quinta peça


4.1.2 Condição 2

A condição 2 foi realizada com a mandriladora, sem a presença de fluido de corte

e com a broca com afiação cruzada. Com a afiação da broca a geometria fornecida

pelo fabricante foi alterada, como pôde ser verificado nos capítulos anteriores. Para

uma análise mais precisa as arestas da broca foram analisadas separadamente.

Foram observadas a aresta 1 (Figura 4.15) e a aresta 2 (Figura 4.16).

66











quina da ferramenta, de 0,3293 milímetro. O maior desgaste da aresta 2 (Figura

4.20) também foi na quina, 0,2750 milímetro.

67



Após ter furado dezoito peças foi medido o desgaste da ferramenta. O desgaste

da aresta 1 (Figura 4.21) prosseguiu na quina da ferramenta, com 0,3659 milímetro.

Da mesma forma a aresta 2 (Figura 4.22) também desgastou mais na quina, 0,2927

milímetro.



A partir da peça de número vinte a ponta da ferramenta começou a apresentar

uma coloração azulada. Depois da furação de vinte e quatro peças a ferramenta foi

levada para medição do desgaste. O desgaste máximo da aresta 1 (Figura 4.23) foi

verificado na quina da ferramenta, de 0,4211 milímetro. Da mesma forma a aresta 2

(Figura 4.24) também desgastou mais na quina, 0,3663 milímetro.

68













A força exigida para o avanço da ferramenta no ensaio da condição 2 foi

notavelmente menor do que no ensaio da condição 1.

69



4.1.3 Condição 3

A condição 3 foi realizada com a mandriladora, com a presença de fluido de corte

e com a broca com afiação convencional. A afiação da broca não foi alterada, foi

mantida a geometria fornecida pelo fabricante. A aplicação do fluido de corte foi de

forma contínua. Para uma análise mais precisa as arestas da broca foram

analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1 (Figura 4.29) e a aresta 2

(Figura 4.30).





ferramenta, de 0,3846 milímetro. O gume da aresta 2 quebrou próximo à quina, mas

mesmo assim a aresta 2 (Figura 4.32) desgastou mais na quina, 0,4211 milímetro.

70












milímetro. O material aderido na aresta 2 não interferiu na medição do desgaste.

71



Depois da furação de vinte e quatro peças a ferramenta foi levada para medição










72









4.1.4 Condição 4

A condição 4 foi realizada com a mandriladora, com a presença de fluido de corte

e com a broca com afiação cruzada. Com a afiação da broca a geometria fornecida

pelo fabricante foi alterada. As características da geometria podem ser verificadas

nos capítulos anteriores. O fluido de corte foi aplicado de forma contínua. Para uma

análise mais precisa as arestas da broca foram analisadas separadamente. Foram

observadas a aresta 1 (Figura 4.43) e a aresta 2 (Figura 4.44).

73












4.48) também foi na quina, 0,2561 milímetro. O material aderido à aresta 2 não

interferiu na medição do desgaste.

74






milímetro.







75













76



4.1.5 Condição 5

A condição 5 foi realizada com o torno, sem a presença de fluido de corte e com

a broca com afiação convencional. A afiação da broca não foi alterada, foi mantida a

geometria fornecida pelo fabricante. Para uma análise mais precisa as arestas da

broca foram analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1 (Figura 4.57)

e a aresta 2 (Figura 4.58).




desgaste. Notou-se que o desgaste ocorreu ao longo do gume, ao contrário do

desgaste dos gumes analisados anteriormente.

O desgaste máximo da aresta 1 (Figura 4.59) foi verificado na quina da



77












milímetro. O material aderido no gume da aresta 2 não interferiu na medição do

desgaste.

78













79









4.1.6 Condição 6

A condição 6 foi realizada com o torno, sem a presença de fluido de corte e com

a broca com afiação cruzada. A geometria da broca foi alterada conforme a afiação

citada nos capítulos anteriores. Para uma análise mais precisa as arestas da broca

foram analisadas separadamente. Foram observados a aresta 1 (Figura 4.71) e a

aresta 2 (Figura 4.72).

80













81






milímetro.







82













83



4.1.7 Condição 7

A condição 7 foi realizada com o torno, com a presença de fluido de corte e com

a broca com afiação convencional. A afiação da broca não foi alterada, foi mantida a

geometria fornecida pelo fabricante. Para uma análise mais precisa as arestas da

broca foram analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1 (Figura 4.85)

e a aresta 2 (Figura 4.86).







84












milímetro.

85













86





ferramenta, de 0,4573 milímetro. O material aderido à aresta 1 não interferiu na

medição do desgaste. Da mesma forma a aresta 2 (Figura 4.98) também desgastou

mais na quina, 0,4029 milímetro.



4.1.8 Condição 8

A condição 8 foi realizada com o torno, com a presença de fluido de corte e com

a broca com afiação cruzada. A afiação da broca foi alterada conforme geometria

descrita nos capítulos anteriores. Para uma análise mais precisa as arestas da broca

foram analisadas separadamente. Foram observado a aresta 1 (Figura 4.99) e a


87






desgastou mais na quina, 0,1475 milímetro. O material aderido ao gume da aresta 2

não interferiu na medição do desgaste.







88




da aresta 1 (Figura 4.105) prosseguiu na quina da ferramenta, com 0,2568

milímetro. Da mesma forma a aresta 2 (Figura 4.106) também desgastou mais na

quina, 0,2561 milímetro.




do desgaste. O desgaste máximo da aresta 1 (Figura 4.107) foi verificado na quina

da ferramenta, de 0,2750 milímetro. Da mesma forma a aresta 2 (Figura 4.108)


89













90



4.2 RÉPLICAS

Depois da execução dos ensaios das oito condições, as ferramentas foram

reafiadas e os ensaios foram realizados mais uma vez. As condições e variáveis

foram iguais às adotadas nos ensaios.

4.2.1 Réplica 1

A réplica 1 foi realizada com a mandriladora, sem a presença de fluido de corte e

com a broca com afiação convencional. Para uma análise mais precisa as arestas

da broca foram analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1 (Figura

4.113) e a aresta 2 (Figura 4.114).



91

















92













93









4.2.2 Réplica 2

A réplica 2 foi realizada com a mandriladora, sem a presença de fluido de corte e

com a broca com afiação cruzada. Para uma análise mais precisa as arestas da

broca foram analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1 (Figura


94













95













96













97



4.2.3 Réplica 3

A réplica 3 foi realizada com a mandriladora, com a presença de fluido de corte e

com a broca com afiação convencional. Para uma análise mais precisa as arestas

da broca foram analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1 (Figura








98













99





da ferramenta, de 0,6220 milímetro. A quina da aresta 2 (Figura 4.150) quebrou, a

medida desta quebra foi de 1,1524 milímetro.






desgastou mais na quina quebrada, 1,3721 milímetro.

100



Depois da furação de trinta e três peças a ferramenta quebrou. O desgaste da

aresta 1 (Figura 4.153) estava avançando normalmente. A quebra da quina da

aresta 2 (Figura 4.154) dificultou o corte. Com a quina quebrada, o corte se tornou

mais pesado e a temperatura da ferramenta subiu muito. Para evitar o

superaquecimento das peças 31, 32 e 33 foi utilizado aproximadamente 1 litro de

fluido de corte, que é a quantidade utilizada normalmente para as seis peças.



4.2.4 Réplica 4

A réplica 4 foi realizada com a mandriladora, com a presença de fluido de corte e

com a broca com afiação cruzada, conforme definido anteriormente. Para uma

análise mais precisa as arestas da broca foram analisadas separadamente. Foram

observadas a aresta 1 (Figura 4.155) e a aresta 2 (Figura 4.156).

101













102













103













104



4.2.5 Réplica 5

A réplica 5 foi realizada com o torno, sem a presença de fluido de corte e com a

broca com afiação convencional. Para uma análise mais precisa as arestas da broca

foram analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1 (Figura 4.169) e a








105













106













107









4.2.6 Réplica 6

A réplica 6 foi realizada com o torno, sem a presença de fluido de corte e com a

broca com afiação cruzada. Para uma análise mais precisa as arestas da broca



108













109













110













111



4.2.7 Réplica 7

A réplica 7 foi realizada com foi realizada com o torno, com a presença de fluido

de corte e com a broca com afiação convencional. Para uma análise mais precisa as

arestas da broca foram analisadas separadamente. Foram observadas a aresta 1

(Figura 4.197) e a aresta 2 (Figura 4.198).







112













113













114









4.2.8 Réplica 8

A réplica 8 foi realizada com o torno, com a presença de fluido de corte e com a

broca com afiação cruzada. Para uma análise mais precisa as arestas das brocas



115













116













117













118



119

5 ANÁLISE E DISCUSSÃO DOS RESULTADOS

Neste capítulo está contida a análise dos resultados deste trabalho, são os

resultados em relação ao desgaste da ferramenta e em relação ao diâmetro do furo

dos corpos de prova usinados.

5.1 ANÁLISE DO DESGASTE DA FERRAMENTA

O desgaste da ferramenta foi analisado de forma comparativa levando em conta

a máquina-ferramenta, o meio lubri-refrigerante e o tipo de afiação da ferramenta.

5.1.1 Análise Comparativa em Relação à Máquina-Ferramenta

As combinações entre as variáveis fluido de corte e tipo de afiação da ferramenta

geram quatro condições para a comparação entre as máquinas-ferramenta. Essas

quatro condições são abordadas a seguir.

5.1.1.1 Sem fluido de corte e com afiação convencional

A comparação entre as máquinas-ferramenta sem a presença de fluido de corte

e com a afiação convencional da ferramenta resultou numa diferença expressiva

entre a mandriladora e o torno.

O desgaste da ferramenta no ensaio realizado com a mandriladora foi bem maior

do que o do ensaio realizado com o torno. O desgaste depois de trinta e cinco peças

foi de 0,8323 milímetro na mandriladora e de 0,4987 milímetro no torno, como pode

ser visto no Gráfico 5.1.

O desgaste da broca ensaiada com o torno foi menor porque o desgaste ocorreu

ao longo do gume, enquanto o desgaste da broca ensaiada com a mandriladora

ocorreu apenas na quina da ferramenta.

Na furação em que a broca é posta em rotação, a broca não tem uma rotação

perfeitamente concêntrica. Com isso a quina da ferramenta é mais solicitada,

aumentando seu desgaste. Além disso, os esforços, tanto de corte como de avanço,

são exigidos na ferramenta. Na furação em que a peça sofre rotação, os esforços

120

são divididos. O esforço de corte é exigido na peça e os esforços de avanço são

exigidos na ferramenta.

Gráfico 5.1 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes máquinas-ferramenta sem fluido de corte e com afiação convencional

Tabela 5.1 – Dados do Gráfico 5.1 (dimensões em mm)

Peça 6 12 18 24 30 35

Mandriladora 0,3524 0,4710 0,5397 0,6950 0,7779 0,8323

Torno 0,1788 0,2519 0,3111 0,3705 0,4166 0,4987

5.1.1.2 Sem fluido de corte e com afiação cruzada

A diferença entre as máquinas-ferramenta sem a presença de fluido de corte e

com a afiação cruzada da ferramenta foi pequena. O desgaste da ferramenta no

ensaio realizado com a mandriladora foi maior do que o do ensaio realizado com o

torno. O desgaste ao final do ensaio foi de 0,5556 milímetro na mandriladora e de

0,3906 milímetro no torno, como pode ser visto no Gráfico 5.2.

121

O corte dos dois ensaios foi suave, isto é, as forças de corte foram divididas ao

longo da aresta de corte. O desgaste da broca usada no ensaio da mandriladora não

se manteve apenas na quina da ferramenta.

Gráfico 5.2 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes máquinas-ferramenta sem fluido de corte e com afiação cruzada


Peça 6 12 18 24 30 35

Mandriladora 0,2402 0,3525 0,4027 0,4667 0,5076 0,5556

Torno 0,1511 0,2155 0,2607 0,2932 0,3388 0,3906

5.1.1.3 Com fluido de corte e com afiação convencional

A diferença entre as máquinas-ferramenta com a presença de fluido de corte e

com a afiação convencional da ferramenta foi considerável. O desgaste da

ferramenta no ensaio realizado com a mandriladora foi maior do que o ensaio

realizado com o torno. O desgaste ao final do ensaio foi de 0,7683 milímetro na

mandriladora e de 0,4620 milímetro no torno, como pode ser visto no Gráfico 5.3.

122

Ao iniciar o furo no ensaio com a mandriladora a broca se movimentava

excentricamente. Depois da ponta da ferramenta estar completamente dentro da

peça, o movimento excêntrico diminuía gradativamente. Esse movimento excêntrico

gerou um maior desgaste nas primeiras peças. A partir da sexta peça o desgaste

das duas brocas manteve-se num aumento semelhante.

Gráfico 5.3 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes máquinas-ferramenta com fluido de corte e com afiação convencional


Peça 6 12 18 24 30 35

Mandriladora 0,2979 0,3614 0,3939 0,5673 0,6495 0,7683

Torno 0,2016 0,2336 0,2836 0,3384 0,3845 0,4620

5.1.1.4 Com fluido de corte e com afiação cruzada

A diferença entre as máquinas-ferramenta com a presença de fluído de corte e

com a afiação cruzada da ferramenta foi pequena. O desgaste da ferramenta no

ensaio realizado com a mandriladora foi maior do que o do ensaio realizado com o

123

torno. O desgaste ao final do ensaio foi de 0,4941 milímetro na mandriladora e de

0,3614 milímetro no torno, como pode ser visto no Gráfico 5.4.

O desgaste das duas brocas foi relativamente constante ao longo das arestas. O

corte dos dois ensaios foi suave, isto é, as forças de corte foram divididas ao longo

da aresta de corte. O desgaste da broca usada no ensaio da mandriladora não se

manteve apenas na quina da ferramenta.

Gráfico 5.4 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes máquinas-ferramenta com fluido de corte e com afiação cruzada


Peça 6 12 18 24 30 35

Mandriladora 0,2292 0,3110 0,3476 0,3750 0,4575 0,4941

Torno 0,1338 0,1603 0,2199 0,2610 0,3020 0,3614

5.1.2 Análise Comparativa em Relação ao Fluido de Corte

As combinações entre as variáveis máquina-ferramenta e tipo de afiação geram

quatro condições para a comparação entre a presença e ausência de fluido lubri-

refrigerante no processo. Essas quatro condições são abordadas a seguir.

124

5.1.2.1 Com afiação convencional e na mandriladora

A comparação entre a furação com e sem fluido de corte feita com a

mandriladora e com a afiação convencional da ferramenta resultou em determinada

diferença. O desgaste da ferramenta no ensaio realizado sem fluido de corte foi

maior do que o ensaio realizado com fluido de corte.

O desgaste depois de trinta e cinco peças foi de 0,8323 milímetro na aresta da

broca ensaiada sem fluido de corte e de 0,7683 milímetro na aresta da broca

ensaiada com fluido de corte, conforme pode ser visto no Gráfico 5.5.

A broca ensaiada sem fluido de corte sofreu maior desgaste porque não houve

refrigeração e lubrificação. O cavaco encontra maior atrito ao sair do furo,

aumentando o calor na broca e na peça.

Gráfico 5.5 – Comparação de desgaste da ferramenta em presença ou ausência de fluido de corte na mandriladora e com afiação convencional


Peça 6 12 18 24 30 35

Sem fluido de corte 0,3524 0,4710 0,5397 0,6950 0,7779 0,8323

Com fluido de corte 0,2979 0,3614 0,3939 0,5673 0,6495 0,7683

125

5.1.2.2 Com afiação cruzada e na mandriladora


mandriladora e com a afiação cruzada da ferramenta apresentou resultados muito

semelhantes. O desgaste final da ferramenta no ensaio realizado sem fluído de corte

foi um pouco menor do que o ensaio realizado com fluído de corte.



ensaiada com fluido de corte, conforme o Gráfico 5.6.

Foi observado que as brocas com afiação cruzada tiveram maior facilidade na

remoção do cavaco. Isso evitou que a broca chegasse a temperaturas elevadas e,

como consequência, sofresse maior desgaste.

Gráfico 5.6 – Comparação de desgaste da ferramenta em presença ou ausência de fluido de corte na mandriladora e com afiação cruzada


Peça 6 12 18 24 30 35



126

5.1.2.3 Com afiação convencional e no torno

A comparação entre a furação com e sem fluido de corte feita com o torno e com

a afiação convencional da ferramenta resultou numa pequena diferença. O desgaste

da ferramenta no ensaio realizado sem fluido de corte foi um pouco maior do que o

ensaio realizado com fluido de corte.




A broca ensaiada sem fluido de corte sofreu maior desgaste porque não houve

refrigeração e lubrificação. O cavaco encontrou maior atrito ao sair do furo,

aumentando o calor na broca e na peça. A diferença foi pequena porque o ensaio foi

realizado com o torno, no qual o corte foi suave.

Gráfico 5.7 – Comparação de desgaste da ferramenta em presença ou ausência de fluido de corte no torno e com afiação convencional


Peça 6 12 18 24 30 35



127

5.1.2.4 Com afiação cruzada e no torno


a afiação cruzada da ferramenta apresentou pouca diferença. O desgaste final da

ferramenta no ensaio realizado sem fluido de corte foi pouco menor do que o ensaio

realizado com fluido de corte.




As brocas com afiação cruzada tiveram maior facilidade na remoção do cavaco.

Isso evitou que a broca chegasse a temperaturas elevadas e, como consequência,

tivesse maior desgaste. Como as brocas com afiação cruzada tiveram um bom

escoamento do cavaco, a função de lubrificação do fluido de corte não alterou

significativamente os resultados.

Gráfico 5.8 – Comparação de desgaste da ferramenta em presença ou ausência de fluido de corte no torno e com afiação cruzada

128


Peça 6 12 18 24 30 35



5.1.3 Análise Comparativa em Relação à Afiação da Ferramenta

As combinações entre as varáveis máquina-ferramenta e fluido de corte geram

quatro condições para a comparação a afiação cruzada e a afiação convencional da

ferramenta. Essas condições são vistas a seguir.

5.1.3.1 Sem fluido de corte e na mandriladora

A comparação entre a broca com afiação convencional e a broca com afiação

cruzada ensaiadas na mandriladora sem fluido de corte resultou em uma diferença

expressiva. O desgaste da broca com afiação convencional foi bem maior do que o

da broca com afiação cruzada.

O desgaste depois de trinta e cinco peças foi de 0,8323 milímetro na broca com

afiação convencional e de 0,5556 milímetro na broca com afiação cruzada, conforme

o Gráfico 5.9.

O desgaste da broca com afiação cruzada foi menor porque o atrito entre a peça

e a ferramenta é menor. Ao realizar a afiação cruzada os flancos da ferramenta

ficaram reduzidos, diminuindo a área de contato com a superfície a ser cortada.


Peça 6 12 18 24 30 35

Afiação convencional 0,3524 0,4710 0,5397 0,6950 0,7779 0,8323

Afiação cruzada 0,2402 0,3525 0,4027 0,4667 0,5076 0,5556

129

Gráfico 5.9 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes afiações da broca na mandriladora e sem fluido de corte

5.1.3.2 Com fluido de corte e na mandriladora


cruzada ensaiadas na mandriladora com fluido de corte resultou em uma diferença

considerável. O desgaste da broca com afiação convencional foi maior do que a

broca com afiação cruzada.



o Gráfico 5.10.

O desgaste da broca com afiação cruzada manteve-se porque o atrito entre a

peça e a ferramenta é menor. Já o desgaste da broca com afiação convencional

aumentou devido ao atrito entre a peça e a ferramenta.

130

Gráfico 5.10 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes afiações da broca na mandriladora e com fluido de corte


Peça 6 12 18 24 30 35


Afiação cruzada 0,2292 0,3110 0,3476 0,3750 0,4575 0,4941

5.1.3.3 Sem fluido de corte e no torno


cruzada ensaiadas no torno sem fluido de corte resultou em uma diferença

relativamente pequena. O desgaste da broca com afiação convencional foi maior do

que o da broca com afiação cruzada.



o Gráfico 5.11.

131

A broca com afiação cruzada permaneceu com desgaste menor em função do

atrito entre a ferramenta e a peça. O corte mais suave com o torno melhorou o

resultado de ambas as brocas.

Gráfico 5.11 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes afiações da broca no torno e sem fluido de corte


Peça 6 12 18 24 30 35


Afiação cruzada 0,1511 0,2155 0,2607 0,2932 0,3388 0,3906

5.1.3.4 Com fluido de corte e no torno


cruzada ensaiadas no torno com fluido de corte resultou em uma diferença pequena.

O desgaste da broca com afiação convencional foi maior do que o da broca com

afiação cruzada.

132



o Gráfico 5.12.

Através de um corte suave, oferecido pelo torno, e a presença do fluido de corte

deixaram o desgaste das duas brocas bem próximo. Com a aplicação do fluido de

corte o atrito entre o flanco da ferramenta e a peça foi reduzido e o resultado foi bem

expressivo na broca com afiação convencional, comparando-a com o ensaio feito

sem fluído de corte.

Gráfico 5.12 – Comparação de desgaste da ferramenta em diferentes afiações da broca no torno e com fluido de corte


Peça 6 12 18 24 30 35


Afiação cruzada 0,1338 0,1603 0,2199 0,2610 0,3020 0,3614

133

5.2 ANÁLISE DO DIÂMETRO DO FURO USINADO

O diâmetro do furo usinado nos corpos de prova foi analisado de forma

comparativa levando em conta a máquina-ferramenta, o meio lubri-refrigerante e o

tipo de afiação da ferramenta.

5.2.1 Análise Comparativa em Relação à Máquina-Ferramenta

As combinações entre as variáveis fluido de corte e tipo de afiação da ferramenta

geram quatro condições para a comparação entre as máquinas-ferramenta. Essas

quatro condições são abordadas a seguir.

5.2.1.1 Sem fluido de corte e com afiação convencional


e com a afiação convencional da ferramenta resultou numa pequena diferença entre

a mandriladora e o torno, como mostra o Gráfico 5.13.

Afiação convencional sem fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,180

13,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o

Mandriladora - entrada

Torno - entrada

Mandriladora - meio

Torno - meio

Mandriladora - saída

Torno - saída

Gráfico 5.13 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em diferentes máquinas com afiação convencional da ferramenta e sem fluido de corte

134

O diâmetro de entrada entre as duas condições apresentou valores próximos

durante todo o ensaio, porém, o diâmetro das peças ensaiadas com a mandriladora

foi um pouco maior. A variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados

com a mandriladora está entre 13,236 milímetros e 13,328 milímetros, enquanto a

variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com o torno está entre

13,244 milímetros e 13,329 milímetros.

Tabela 5.13 – Dados do Gráfico 5.13 (medidas dos diâmetros em mm)

Peça 1

Local de Medição Entrada Meio Saída

Mandriladora 13,312 13,307 13,295

Torno 13,296 13,373 13,285

Peça 6


Mandriladora 13,328 13,338 13,287

Torno 13,329 13,365 13,243

Peça 12


Mandriladora 13,313 13,338 13,279

Torno 13,280 13,337 13,246

Peça 18


Mandriladora 13,296 13,327 13,277

Torno 13,276 13,319 13,254

Peça 24


Mandriladora 13,309 13,290 13,241

Torno 13,274 13,293 13,246

Peça 30


Mandriladora 13,290 13,290 13,233

Torno 13,277 13,330 13,211

Peça 35


Mandriladora 13,236 13,237 13,185

Torno 13,244 13,322 13,170

135

O diâmetro medido no meio da peça apresentou diferenças maiores, onde o

diâmetro do furo das peças ensaiadas com o torno foi, em geral, maior que o

diâmetro do furo das peças ensaiadas com a mandriladora. A variação entre os

diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas com a mandriladora está

entre 13,237 milímetros e 13,338 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros

do furo medido no meio das peças ensaiadas com o torno está entre 13,293

milímetros e 13,373 milímetros.

O diâmetro de saída entre as duas condições apresentou valores próximos, mas

o diâmetro do furo das peças ensaiadas com a mandriladora foi maior. A variação

entre os diâmetros de saída dos furos ensaiados com a mandriladora está entre

13,185 milímetros e 13,295 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros dos

furos ensaiados com o torno está entre 13,170 milímetros e 13,285 milímetros.

5.2.1.2 Sem fluido de corte e com afiação cruzada


e com a afiação cruzada da ferramenta resultou numa diferença considerável entre a

mandriladora e o torno, conforme o Gráfico 5.14.

Afiação cruzada sem fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o


Torno - entrada

Mandriladora - meio

Torno - meio


Torno - saída

Gráfico 5.14 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em diferentes máquinas com afiação cruzada da ferramenta e sem fluido de corte

136


Peça 1


Mandriladora 13,180 13,188 13,124

Torno 13,112 13,112 13,118

Peça 6


Mandriladora 13,175 13,199 13,142

Torno 13,102 13,137 13,108

Peça 12


Mandriladora 13,185 13,163 13,109

Torno 13,073 13,135 13,127

Peça 18


Mandriladora 13,141 13,174 13,090

Torno 13,109 13,156 13,131

Peça 24


Mandriladora 13,150 13,190 13,102

Torno 13,091 13,128 13,091

Peça 30


Mandriladora 13,154 13,144 13,102

Torno 13,063 13,118 13,090

Peça 35


Mandriladora 13,145 13,144 13,105

Torno 13,089 13,216 13,074

O diâmetro de entrada verificado entre as duas condições foi diferente durante

todo o ensaio. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas com o torno foram

menores que os furos das peças ensaiadas com a mandriladora. A variação entre os

diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a mandriladora está entre 13,141

milímetros e 13,185 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros de entrada

dos furos ensaiados com o torno está entre 13,063 milímetros e 13,112 milímetros.

O diâmetro medido no meio da peça, da mesma forma, apresentou diferenças

durante todo o ensaio, onde o diâmetro do furo das peças ensaiadas com o torno foi

137

menor que o diâmetro do furo das peças ensaiadas com a mandriladora, exceto na

última medição. A variação entre os diâmetros do furo medido no meio das peças

ensaiadas com a mandriladora está entre 13,144 milímetros e 13,199 milímetros,

enquanto a variação entre os diâmetros do furo medido no meio das peças

ensaiadas com o torno está entre 13,112 milímetros e 13,216 milímetros.

O diâmetro de saída entre as duas condições apresentou valores próximos,

variando valores do diâmetro do furo das peças ensaiadas com a mandriladora e o

diâmetro do furo das peças ensaiadas com o torno. A variação entre os diâmetros de

saída dos furos ensaiados com a mandriladora está entre 13,090 milímetros e

13,142 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com

o torno está entre 13,074 milímetros e 13,131 milímetros.

5.2.1.3 Com fluido de corte e com afiação convencional

A comparação entre as máquinas-ferramenta com a presença de fluido de corte

e com a afiação convencional da ferramenta resultou numa pequena diferença entre

a mandriladora e o torno, como mostra o Gráfico 5.15.

Afiação convencional com fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o


Torno - entrada

Mandriladora - meio

Torno - meio


Torno - saída

Gráfico 5.15 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em diferentes máquinas

com afiação convencional da ferramenta e com fluido de corte

138


Peça 1


Mandriladora 13,110 13,135 13,064

Torno 13,116 13,133 13,061

Peça 6


Mandriladora 13,121 13,119 13,076

Torno 13,083 13,074 13,089

Peça 12


Mandriladora 13,096 13,110 13,068

Torno 13,128 13,115 13,054

Peça 18


Mandriladora 13,113 13,122 13,098

Torno 13,090 13,118 13,080

Peça 24


Mandriladora 13,120 13,092 13,074

Torno 13,064 13,089 13,117

Peça 30


Mandriladora 13,088 13,115 13,074

Torno 13,118 13,094 13,055

Peça 35


Mandriladora 13,114 13,048 13,164

Torno 13,138 13,095 13,064

O diâmetro de entrada entre as duas condições apresentou valores diferentes

durante todo o ensaio, variando valores do diâmetro do furo das peças ensaiadas

com a mandriladora e o diâmetro do furo das peças ensaiadas com o torno. A

variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a mandriladora

está entre 13,088 milímetros e 13,121 milímetros, enquanto a variação entre os

diâmetros de entrada dos furos ensaiados com o torno está entre 13,064 milímetros

e 13,138 milímetros.

139

O diâmetro medido no meio da peça apresentou diferenças relativamente

pequenas, onde o diâmetro do furo das peças ensaiadas com a mandriladora foi, em

geral, maior que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com o torno. A variação

entre os diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas com a

mandriladora está entre 13,048 milímetros e 13,135 milímetros, enquanto a variação

entre os diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas com o torno está

entre 13,074 milímetros e 13,133 milímetros.


o diâmetro do furo das peças ensaiadas com a mandriladora foi maior. A variação

entre os diâmetros de saída dos furos ensaiados com a mandriladora está entre

13,064 milímetros e 13,164 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros dos

furos ensaiados com o torno está entre 13,054 milímetros e 13,117 milímetros.

5.2.1.4 Com fluido de corte e com afiação cruzada

A comparação entre as máquinas-ferramenta com a presença de fluido de corte

e com a afiação cruzada da ferramenta resultou numa diferença considerável entre a

mandriladora e o torno, como mostra o Gráfico 5.16.

O diâmetro de entrada entre as duas condições apresentou valores bem distintos

entre a furação com o torno e a mandriladora. O diâmetro dos furos das peças

ensaiadas com o torno foi maior que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com

a mandriladora. A variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com

a mandriladora está entre 13,125 milímetros e 13,167 milímetros, enquanto a

variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com o torno está entre


O diâmetro medido no meio da peça apresentou poucas diferenças, onde o valor

do diâmetro dos furos das peças ensaiadas com o torno ficou próximo do diâmetro

dos furos das peças ensaiadas com a mandriladora. A variação entre os diâmetros

do furo medido no meio das peças ensaiadas com a mandriladora está entre 13,153

milímetros e 13,188 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros do furo

medido no meio das peças ensaiadas com o torno está entre 13,140 milímetros e

13,192 milímetros.

140


Peça 1


Mandriladora 13,167 13,188 13,133

Torno 13,220 13,192 13,147

Peça 6


Mandriladora 13,155 13,188 13,122

Torno 13,216 13,178 13,156

Peça 12


Mandriladora 13,167 13,182 13,162

Torno 13,198 13,157 13,129

Peça 18


Mandriladora 13,148 13,160 13,135

Torno 13,210 13,164 13,110

Peça 24


Mandriladora 13,147 13,168 13,140

Torno 13,217 13,164 13,127

Peça 30


Mandriladora 13,143 13,172 13,147

Torno 13,196 13,175 13,140

Peça 35


Mandriladora 13,125 13,153 13,130

Torno 13,204 13,140 13,100


a partir da décima segunda peça o diâmetro do furo das peças ensaiadas com a

mandriladora foi maior. A variação entre os diâmetros de saída dos furos ensaiados

com a mandriladora está entre 13,122 milímetros e 13,147 milímetros, enquanto a

variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com o torno está entre 13,100


141

Afiação cruzada com fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o


Torno - entrada

Mandriladora - meio

Torno - meio


Torno - saída

Gráfico 5.16 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em diferentes máquinas com afiação cruzada da ferramenta e com fluido de corte

5.2.2 Análise Comparativa em Relação ao Fluido de Corte

As combinações entre as variáveis máquina-ferramenta e tipo de afiação geram

quatro condições para a comparação entre a presença e ausência de fluido lubri-

refrigerante no processo. Essas quatro condições são abordadas a seguir.

5.2.2.1 Com afiação convencional e na mandriladora


mandriladora e com a afiação convencional da ferramenta resultou em uma

diferença considerável, como mostra o Gráfico 5.17.

O diâmetro de entrada verificado entre as duas condições é bem distinto. O

diâmetro dos furos das peças ensaiadas sem fluido de corte é bem maior do que o

diâmetro dos furos das peças ensaiadas com fluido de corte. A variação entre os

diâmetros de entrada dos furos ensaiados sem fluido de corte está entre 13,236


142

dos furos ensaiados com fluido de corte está entre 13,088 milímetros e 13,121

milímetros.

Mandriladora com afiação convencional

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o

sem fluido de corte - entrada

com fluido de corte - entrada

sem fluido de corte - meio

com fluido de corte - meio

sem fluido de corte - saída

com fluido de corte - saída

Gráfico 5.17 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em presença ou ausência de fluido de corte na mandriladora e com afiação convencional da ferramenta

O diâmetro medido no meio da peça apresentou resultados semelhantes aos

diâmetros de entrada. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas sem fluido de corte

é bem maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com fluido de corte.

A variação entre os diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas sem

fluido de corte está entre 13,237 milímetros e 13,338 milímetros, enquanto a

variação entre o diâmetro dos furos medidos no meio das peças ensaiadas com

fluido de corte está entre 13,048 milímetros e 13,135 milímetros.

Da mesma forma, os valores do diâmetro de saída verificados entre as duas

condições foram bem diferentes. Enquanto o diâmetro dos furos das peças

ensaiadas com fluido de corte foram bem menores. A variação entre os diâmetros de

saída dos furos ensaiados sem fluido de corte está entre 13,185 milímetros e 13,295

milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com fluido

de corte está entre 13,064 milímetros e 13,164 milímetros.

143


Peça 1


Sem fluido de corte 13,312 13,307 13,295

Com fluido de corte 13,110 13,135 13,064

Peça 6




Peça 12




Peça 18




Peça 24




Peça 30




Peça 35




5.2.2.2 Com afiação cruzada e na mandriladora


mandriladora e com a afiação cruzada da ferramenta resultou numa pequena

diferença, como mostra o Gráfico 5.18.

144


Peça 1




Peça 6




Peça 12




Peça 18




Peça 24




Peça 30




Peça 35




O diâmetro de entrada verificado entre as duas condições manteve uma

diferença relativamente pequena, porém o diâmetro dos furos das peças ensaiadas

sem fluido de corte foi maior. A variação entre os diâmetros de entrada dos furos

ensaiados sem fluido de corte está entre 13,141 milímetros e 13,185 milímetros,

enquanto a variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com fluido


O diâmetro medido no meio da peça também não variou muito. A variação entre

os diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas sem fluido de corte está

145

entre 13,144 milímetros e 13,199 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros

do furo medido no meio das peças ensaiadas com fluido de corte está entre 13,153


Mandriladora com afiação cruzada

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o







Gráfico 5.18 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em presença ou ausência de fluido de corte na mandriladora e com afiação cruzada da ferramenta

O diâmetro de saída entre as duas condições apresentou certa diferença. A peça

ensaiada com fluido de corte teve valores maiores do diâmetro do furo a partir da

décima segunda peça. A variação entre os diâmetros de saída dos furos ensaiados

sem fluido de corte está entre 13,090 milímetros e 13,142 milímetros, enquanto a

variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com fluido de corte está entre


5.2.2.3 Com afiação convencional e no torno


a afiação convencional da ferramenta resultou numa grande diferença, como mostra

o Gráfico 5.19.

146


diâmetro do furo das peças ensaiadas sem fluido de corte é bem maior do que o

diâmetro do furo das peças ensaiadas com fluido de corte. A variação entre os

diâmetros de entrada dos furos ensaiados sem fluido de corte está entre 13,244


dos furos ensaiados com fluido de corte está entre 13,064 milímetros e 13,138

milímetros.

Torno com afiação convencional

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o







Gráfico 5.19 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em presença ou ausência de fluido de corte no torno e com afiação convencional da ferramenta


diâmetros de entrada. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas sem fluido de corte

é bem maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com fluido de corte.

A variação entre os diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas sem


variação entre os diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas com fluido


147


Peça 1




Peça 6




Peça 12




Peça 18




Peça 24




Peça 30




Peça 35




Da mesma forma, os valores do diâmetro de saída verificados entre as duas

condições foram bem diferentes. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas com

fluido de corte foi bem menor. A variação entre os diâmetros de saída dos furos

ensaiados sem fluido de corte está entre 13,170 milímetros e 13,285 milímetros,

enquanto a variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com fluido de corte está


148

5.2.2.4 Com afiação cruzada e no torno


a afiação cruzada da ferramenta resultou numa grande diferença, como mostra o

Gráfico 5.20.

Torno com afiação cruzada

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o







Gráfico 5.20 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados em presença ou ausência de fluido de corte no torno e com afiação cruzada da ferramenta

O diâmetro de entrada verificado entre as duas condições é bem diferente. Ao

longo de todo o ensaio o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com fluido de

corte foi maior. A variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados sem


variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com fluido de corte está


De forma semelhante ao diâmetro de entrada, o diâmetro medido no meio da

peça apresentou uma diferença considerável. O diâmetro dos furos das peças

ensaiadas com fluido de corte foram maiores durante todo o ensaio, porém na última

leitura o diâmetro do furo da peça ensaiada sem fluido de corte foi maior. A variação

entre os diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas sem fluido de corte

149

está entre 13,112 milímetros e 13,216 milímetros, enquanto a variação entre os

diâmetros do furo medido no meio das peças ensaiadas com fluido de corte está



Peça 1




Peça 6




Peça 12




Peça 18




Peça 24




Peça 30




Peça 35




O diâmetro de saída entre as duas condições apresentou diferentes resultados.

Os diâmetros dos furos das peças ensaiadas com fluido de corte foram maiores,

exceto na décima oitava peça, onde o diâmetro do furo da peça ensaiada sem fluido

de corte foi maior. A variação entre os diâmetros de saída dos furos ensaiados sem

150


variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com fluido de corte está entre


5.2.3 Análise Comparativa em Relação à Afiação da Ferramenta

As combinações entre as varáveis máquina-ferramenta e fluido de corte geram

quatro condições para a comparação a afiação cruzada e a afiação convencional da

ferramenta. Essas condições são vistas a seguir.

5.2.3.1 Sem fluido de corte e na mandriladora


cruzada ensaiadas na mandriladora sem fluido de corte resultou numa diferença

expressiva, como mostra o Gráfico 5.21.

Mandriladora sem fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o

Afiação convencional - entrada

Afiação cruzada - entrada

Afiação convencional - meio

Afiação cruzada - meio

Afiação convencional - saída

Afiação cruzada - saída

Gráfico 5.21 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados com diferentes afiações da ferramenta sem fluido de corte e na mandriladora

151


Peça 1


Afiação convencional 13,312 13,307 13,295

Afiação cruzada 13,180 13,188 13,124

Peça 6



Afiação cruzada 13,175 13,199 13,142

Peça 12



Afiação cruzada 13,185 13,163 13,109

Peça 18



Afiação cruzada 13,141 13,174 13,090

Peça 24



Afiação cruzada 13,150 13,190 13,102

Peça 30



Afiação cruzada 13,154 13,144 13,102

Peça 35



Afiação cruzada 13,145 13,144 13,105


diâmetro do furo das peças ensaiadas com a broca com afiação convencional é

maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a broca com afiação

cruzada. A variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a broca

com afiação convencional está entre 13,236 milímetros e 13,328 milímetros,

enquanto a variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a broca

com afiação cruzada está entre 13,141 milímetros e 13,185 milímetros.

152


diâmetros de entrada. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a broca com

afiação convencional é maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com

a broca com afiação cruzada. A variação entre os diâmetros do furo medido no meio

das peças ensaiadas com a broca com afiação convencional está entre 13,237


medido no meio das peças ensaiadas com a broca com afiação cruzada está entre


Da mesma forma, os valores dos diâmetros de saída verificados entre as duas

condições foram bem diferentes. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a

broca com afiação cruzada foram bem menores. A variação entre os diâmetros de

saída dos furos ensaiados com a broca com afiação convencional está entre 13,185

milímetros e 13,295 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros dos furos

ensaiados com a broca com afiação cruzada está entre 13,090 milímetros e 13,142

milímetros.

5.2.3.2 Com fluido de corte e na mandriladora


cruzada ensaiadas na mandriladora com fluido de corte resultou numa diferença

expressiva, como mostra o Gráfico 5.22.

O diâmetro de entrada verificado entre as duas condições apresenta uma

diferença considerável. O diâmetro do furo das peças ensaiadas com a broca com

afiação cruzada é maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a

broca com afiação convencional. A variação entre os diâmetros de entrada dos furos

ensaiados com a broca com afiação convencional está entre 13,088 milímetros e

13,121 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros de entrada dos furos


milímetros.

153


Peça 1



Afiação cruzada 13,167 13,188 13,133

Peça 6



Afiação cruzada 13,155 13,188 13,122

Peça 12



Afiação cruzada 13,167 13,182 13,162

Peça 18



Afiação cruzada 13,148 13,160 13,135

Peça 24



Afiação cruzada 13,147 13,168 13,140

Peça 30



Afiação cruzada 13,143 13,172 13,147

Peça 35



Afiação cruzada 13,125 13,153 13,130



afiação cruzada é maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a

broca com afiação convencional. A variação entre os diâmetros do furo medido no

meio das peças ensaiadas com a broca com afiação convencional está entre 13,048




154

Mandriladora com fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o







Gráfico 5.22 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados com diferentes afiações da ferramenta com fluido de corte e na mandriladora

Os valores dos diâmetros de saída verificados entre as duas condições foram

bem diferentes também. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a broca

com afiação convencional foram bem menores, exceto na última medição, em que o

diâmetro do furo da peça ensaiada com a broca com afiação convencional foi maior.

A variação entre os diâmetros de saída dos furos ensaiados com a broca com

afiação convencional está entre 13,064 milímetros e 13,164 milímetros, enquanto a

variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com a broca com afiação cruzada

está entre 13,122 milímetros e 13,147 milímetros.

5.2.3.3 Sem fluido de corte e no torno


cruzada ensaiadas no torno sem fluido de corte resultou numa diferença expressiva,

como mostra o Gráfico 5.23.

155

Torno sem fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o







Gráfico 5.23 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados com diferentes afiações da ferramenta sem fluido de corte e no torno


diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a broca com afiação convencional é

maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a broca com afiação

cruzada. A variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a broca

com afiação convencional está entre 13,244 milímetros e 13,329 milímetros,

enquanto a variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a broca

com afiação cruzada está entre 13,063 milímetros e 13,112 milímetros.



afiação convencional é maior do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas com

a broca com afiação cruzada. A variação entre os diâmetros do furo medido no meio

das peças ensaiadas com a broca com afiação convencional está entre 13,293




Da mesma forma, os valores dos diâmetros de saída verificado entre as duas

condições foram bem diferentes. O diâmetro do furo das peças ensaiadas com a

156

broca com afiação cruzada foram bem menores. A variação entre os diâmetros de

saída dos furos ensaiados com a broca com afiação convencional está entre 13,170

milímetros e 13,285 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros dos furos


milímetros.


Peça 1



Afiação cruzada 13,112 13,112 13,118

Peça 6



Afiação cruzada 13,102 13,137 13,108

Peça 12



Afiação cruzada 13,073 13,135 13,127

Peça 18



Afiação cruzada 13,109 13,156 13,131

Peça 24



Afiação cruzada 13,091 13,128 13,091

Peça 30



Afiação cruzada 13,063 13,118 13,090

Peça 35



Afiação cruzada 13,089 13,216 13,074

157

5.2.3.4 Com fluido de corte e no torno


cruzada ensaiadas no torno com fluido de corte resultou numa diferença grande,

como mostra o Gráfico 5.24.

Torno com fluido de corte

13,00013,02013,04013,06013,08013,10013,12013,14013,16013,18013,20013,22013,24013,26013,28013,30013,32013,34013,36013,380

1 6 12 18 24 30 35

Peças

Diâ

metr

o







Gráfico 5.24 – Comparação entre o diâmetro dos furos realizados com diferentes afiações da ferramenta com fluido de corte e no torno

O diâmetro de entrada entre as duas condições é bem distinto. O diâmetro do

furo das peças ensaiadas com a broca com afiação convencional é menor do que o

diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a broca com afiação cruzada. A

variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a broca com

afiação convencional está entre 13,064 milímetros e 13,138 milímetros, enquanto a

variação entre os diâmetros de entrada dos furos ensaiados com a broca com

afiação cruzada está entre 13,196 milímetros e 13,220 milímetros.



afiação convencional é menor do que o diâmetro dos furos das peças ensaiadas

com a broca com afiação cruzada. A variação entre os diâmetros do furo medido no

158

meio das peças ensaiadas com a broca com afiação convencional está entre 13,074





Peça 1



Afiação cruzada 13,220 13,192 13,147

Peça 6



Afiação cruzada 13,216 13,178 13,156

Peça 12



Afiação cruzada 13,198 13,157 13,129

Peça 18



Afiação cruzada 13,210 13,164 13,110

Peça 24



Afiação cruzada 13,217 13,164 13,127

Peça 30



Afiação cruzada 13,196 13,175 13,140

Peça 35



Afiação cruzada 13,204 13,140 13,100

159

Os valores dos diâmetros de saída verificados entre as duas condições foram

bem diferentes. O diâmetro dos furos das peças ensaiadas com a broca com afiação

cruzada foram bem maiores. A variação entre os diâmetros de saída dos furos

ensaiados com a broca com afiação convencional está entre 13,054 milímetros e

13,117 milímetros, enquanto a variação entre os diâmetros dos furos ensaiados com

a broca com afiação cruzada está entre 13,100 milímetros e 13,156 milímetros.

160

6 CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste capítulo são apresentadas as conclusões do trabalho, em relação à vida

da ferramenta e à precisão dimensional dos furos. E também as sugestões para

futuros trabalhos que sigam a mesma linha de pesquisa.

6.1 SOBRE A VIDA DA FERRAMENTA

As conclusões são feitas com base nos objetivos específicos, sendo analisadas

em relação à máquina-ferramenta, à presença ou ausência de fluido de corte e à

afiação da broca.

6.1.1 Máquina-Ferramenta

Em todas as variações de ensaios, as brocas utilizadas na furação com o torno

apresentaram um desgaste menor que na furação realizada com a mandriladora.

Dessa forma, conclui-se que a execução da operação com a peça em rotação

proporciona uma vida maior à ferramenta de corte.

6.1.2 Fluido de Corte

Todas as variações mostraram um aumento da vida da ferramenta com a

utilização de fluido de corte na furação. Assim, conclui-se que a aplicação do fluido

de corte é benéfica para a vida da ferramenta, embora ela tenha se apresentado

como a variável de menor influência no desgaste medido.

6.1.3 Afiação da Ferramenta

As brocas sofreram um desgaste menor com afiação cruzada do que com

afiação convencional, em todos os testes, embora essa diferença tenha sido mais

expressiva apenas nos testes realizados na mandriladora. Conclui-se que a afiação

cruzada é a mais benéfica para a vida da ferramenta.

161

6.2 SOBRE A PRECISÃO DIMENSIONAL

As conclusões são feitas com base nos objetivos específicos, sendo analisadas

em relação à máquina-ferramenta, à presença ou ausência de fluido de corte e à

afiação da broca.

6.2.1 Máquina-Ferramenta

A oscilação excêntrica da broca no momento de entrada na peça foi

determinante para que, na maioria dos casos, o diâmetro dos furos realizados na

mandriladora fosse maior que os realizados no torno. Então, conclui-se que a

furação com a peça em rotação é a que confere a melhor precisão dimensional ao

furo.

6.2.2 Fluido de Corte

Na maioria dos casos, a presença do fluido de corte teve uma contribuição

considerável para um diâmetro menor dos furos. Assim, conclui-se que a furação

com uso de fluido de corte proporciona uma melhor precisão dimensional ao furo.

6.2.3 Afiação da Ferramenta

A análise desta variável não apresentou resultado conclusivo. Em alguns casos a

afiação cruzada apresentou resultado melhor, em outros a convencional foi melhor,

e não foi identificado padrão de resultados.

6.3 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Como sugestões de trabalhos futuros, pode-se fazer:

- este mesmo tema, porém com a utilização de máquinas CNC e uma aplicação

automatizada e mais eficiente de fluido de corte;

- testar as afiações das brocas helicoidais em diferentes materiais de peça;

162

- avaliar a vida da ferramenta e precisão dimensional com a utilização de dispositivo

que permita rotação de peça e ferramenta de forma simultânea;

- realização dos ensaios com a presença de furo de centro nas peças, e

- realização dos ensaios com broca com afiação cruzada de fábrica.

163

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KUNRATH, Augusto. Eng03350 – Prática de Oficina A. 58 f. Disponível em:

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164

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