Influência do Revestimento Diamantado no Desempenho de uma ... · Figura 2.16 Mecanismos de...
86
Influência do Revestimento Diamantado no Desempenho de uma Ferramenta de Corte Ricardo Sampaio Gonçalves Videira Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Mecânica Orientadores: Professor Doutor Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa Doutor Ivo Manuel Ferreira de Bragança Júri Presidente: Professor Doutor Rui Manuel dos Santos Oliveira Baptista Orientador: Professor Doutor Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa Vogais: Professor Doutor Jorge Manuel da Conceição Rodrigues Engenheiro Daniel Amaral de Figueiredo Novembro de 2014
Transcript of Influência do Revestimento Diamantado no Desempenho de uma ... · Figura 2.16 Mecanismos de...
Influência do Revestimento Diamantado no Desempenho de uma Ferramenta de Corte
Ricardo Sampaio Gonçalves Videira
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Mecânica
Orientadores: Professor Doutor Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa Doutor Ivo Manuel Ferreira de Bragança
Júri
Presidente: Professor Doutor Rui Manuel dos Santos Oliveira Baptista Orientador: Professor Doutor Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa
Vogais: Professor Doutor Jorge Manuel da Conceição Rodrigues Engenheiro Daniel Amaral de Figueiredo
Novembro de 2014
i
Se podes olhar, vê. Se podes ver, repara.
Livro dos Conselhos
ii
iii
Agradecimentos
Seguem-se os meus sinceros e humildes agradecimentos, a todos os que contribuíram de algum
modo para a realização da presente Dissertação, em especial:
Ao meu orientador científico, Professor Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa, por todo o
conhecimento que partilhou comigo, esforço e dedicação que demonstrou durante todo este
trabalho
Ao meu coorientador, Doutor. Ivo Manuel Ferreira de Bragança pela orintação e ajudar nos
diversos temas que surgiram ao longo deste trabalho.
Ao Doutor Carlos Manuel Alves da Silva, por todo o apoio e acompanhamento contínuo que me
prestou, assim como pela partilha de conhecimentos e debate de ideias ao longo de todo o trabalho.
Um agradecimento especial à empresa Portuguesa Palbit, na pessoa do Engenheiro Daniel
Figueiredo por disponibilizar todos os meios necessários à realização da presente dissertação, assim
como pela partilha de ideias e total disponibilidade na partilha de conhecimentos.
Ao Sr. Carlos Alberto Farinha, pela preciosa ajuda prestada durante as longas horas de ensaios
realizados para o estudo desta dissertação.
À minha extraordinária namorada, Carla Gomes, pelo seu amor e paciência em todo o trabalho,
assim como pelo apoio total e incondicional que me prestou e presta todos os dias da nossa vida,
sem o qual tudo se transformaria em caos.
Aos meus pais e irmã, nunca poderei exprimir plenamente a minha gratidão para com eles.
Estou-lhes eternamente grato por tudo o que me oferecem diariamente sem nada pedirem em troca.
Falham-me as palavras para descrever o agradecimento que lhes devo e que merecem. Um eterno
obrigado por tudo.
Aos meus amigos que me acompanharam durante todo este trabalho, agradeço-lhes a boa
disposição e alivio com que me brindaram todos os dias, e sem o qual não terminaria a presente
dissertação.
iv
Resumo
Os processos de maquinagem são utilizados na indústria metalomecânica para o fabrico de
componentes empregues na generalidade dos bens de consumo, onde cada novo desenvolvimento
tecnológico tem repercussões económicas e sociais significativas. o desempenho destes processos de
fabrico é influenciado por diversos aspetos relacionados com os lubrificantes, as máquinas-
ferramentas, o controlo numérico, entre outros, mas são aqueles relacionados com as ferramentas
de corte que mais influenciam o desempenho destas tecnologias.
A presente investigação desenvolve-se em redor da influência das ferramentas de corte no
desempenho global do processo de torneamento procurando identificar a influência que a aplicação
de um revestimento diamantado tem no tempo de vida da ferramenta. Os ensaios foram realizados
varrendo uma gama alargada de condições operativas para duas ligas de alumínio utilizadas na
indústria aeronáutica. Foram observados o desgaste na face de saída e as componentes da força de
corte, tendo sido estabelecidas as respetivas equações de ajuste que permitem relacionar o desgaste
com os principais parametros de corte.
Palavras-chave: Ferramenta de Corte, Desgaste, Tempo de Vida, Força de Corte, Apara.
v
Abstract
Machining processes are used in the metal industry for the manufacture of components used in
most consumer goods, where each new technological development has significant economic and
social repercussions. The performance of manufacturing processes is influenced by several aspects
related to lubricants, machine tools, numerical control, among others, but those related to the
cutting tools are the ones that most influence the progress of these technologies.
This research is developed around the influence of cutting tools on the overall performance of
the turning process seeking to identify the influence that the application of a coating has in the
lifetime of the cutting tool. Assays were carried out sweeping a wide range of operating conditions
for two aluminum alloys used in the aircraft industry range. Wear on the face and output
components of the cutting force were observed, the respective adjustment equations that allow
relate the tool wear with cutting parameters.
Keywords: Cutting Tools, Tool Wear, Lifetime, Cutting Force, Chip.
vi
Índice
Agradecimentos ...................................................................................................................................... iii
Resumo .................................................................................................................................................... iv
Abstract .................................................................................................................................................... v
Índice ....................................................................................................................................................... vi
Lista de Tabelas ..................................................................................................................................... viii
Lista de Figuras ........................................................................................................................................ ix
Nomenclatura ......................................................................................................................................... xii
1 Introdução ....................................................................................................................................... 1
2 Fundamentos Teóricos .................................................................................................................... 3
2.1 Mecanismo de Formação de Apara ......................................................................................... 3
Forças de Corte ................................................................................................................ 5 2.1.1
Tipos de Aparas ............................................................................................................... 9 2.1.2
2.2 Ferramentas de Corte ........................................................................................................... 13
Materiais ........................................................................................................................ 13 2.2.1
Geometrias .................................................................................................................... 15 2.2.2
2.3 Mecanismo de Desgaste ....................................................................................................... 16
Tipos de Desgaste .......................................................................................................... 16 2.3.1
Equações de Taylor ........................................................................................................ 20 2.3.2
Tempo de Vida da Ferramenta ...................................................................................... 21 2.3.3
Desgaste Interrompido .................................................................................................. 24 2.3.4
3 Desenvolvimento Experimental .................................................................................................... 27
3.1 Ferramenta de Corte ............................................................................................................. 27
3.2 Material da Peça .................................................................................................................... 30
Liga AW7075-T6............................................................................................................. 30 3.2.1
Liga AW2030-T4............................................................................................................. 31 3.2.2
3.3 Avaliação do Desgaste ........................................................................................................... 32
vii
3.4 Avaliação das Forças de Corte ............................................................................................... 33
3.5 Plano de Ensaios .................................................................................................................... 35
4 Discussão de Resultados ............................................................................................................... 38
4.1 Geometria da Apara .............................................................................................................. 38
Janela Operativa ............................................................................................................ 39 4.1.1
Influência dos Materiais ................................................................................................ 42 4.1.2
Influência do Desgaste da Ferramenta.......................................................................... 42 4.1.3
4.2 Desgaste da ferramenta ........................................................................................................ 45
Influência do revestimento da ferramenta. .................................................................. 45 4.2.1
Influência do Material da Peça ...................................................................................... 58 4.2.2
5 Conclusões e Prespetivas de Trabalhos Futuros ........................................................................... 64
6 Referências .................................................................................................................................... 67
Anexo A – Folha de Registo de Medição de Desgaste ............................................................................. I
Anexo B – Pós-Processamento e Programa NC ....................................................................................... II
viii
Lista de Tabelas
Tabela 2.1 Classificação da Geometria das Aparas segundo a norma ISO 3685:1993.......................... 10
Tabela 3.1 Análise Química do Material de Substrato PH0910 (Figueiredo, Palbit, 2014) ................... 29
Tabela 3.2 Designação e Definição de Têmpera T6 para a Liga AW7075 (Alcoa, 2010). ...................... 31
Tabela 3.3 Análise Química da Liga AW7075 (Alcoa, 2010). ................................................................. 31
Tabela 3.4 Designação e Definição de Têmpera T4 para a Liga AW2030 (Alcoa, 2010). ...................... 32
Tabela 3.5 Análise Química da Liga AW2030 (Alcoa, 2010). ................................................................. 32
Tabela 0.6 Plano de Ensaios - Ferramenta não Revestida - Liga AW7075 ............................................ 36
Tabela 3 7 Plano de Ensaios - Ferramenta Revestida - Liga AW7075. .................................................. 37
Tabela 0.8 Plano de Ensaios - Ferramenta não Revestida - Liga AW2030. 37
ix
Lista de Figuras
Figura 2.1 a) Forças envolvidas na formação da Apara, b) mecanismo de formação de apara segundo
a teoria do corte ortogonal, (Trent and Wright, 2000). .......................................................................... 5
Figura 2.2 Força resultante e as suas componentes vertical e horizontal (Marinov, 2010) .... 6
Figura 2.3 Diagrama tridimensional de corte oblíquo............................................................................. 6
Figura 2.4 Força de corte como função dos parâmetros de corte: velocidade de corte, avanço por
rotação e profundidade de corte (Marinov, 2010) ................................................................................. 8
Figura 2.5 Evolução da força de corte com o tempo de maquinagem (Amorim, 2002). ........................ 8
Figura 2.6 a) Apara contínua regular b) apara parcialmente contínua c) apara descontínua d) aresta
postiça de corte (Trent and Wright, 2000). ........................................................................................... 10
Figura 2.7 Evolução da forma da apara com o avanço por rotação (fn) e a profundidade de corte (ap)
(Sandvik, 2010). ..................................................................................................................................... 11
Figura 2.8 Diferentes tipos de quebra da apara [6]. ............................................................................. 11
Figura 2.9 Apara enrolada no bruto de maquinagem devido ao mau funcionamento do quebra-
aparas. ................................................................................................................................................... 12
Figura 2.10 Crescimento e quebra da apara. a) curvatura inicial, b) quebra da apara (Astakhov, 1996)
............................................................................................................................................................... 13
Figura 2.11 Dureza dos materiais de ferramentas de corte vs temperatura (Davim, 2008). ............... 14
Figura 2.12 Dureza e resistência dos materiais de ferramentas de corte (Davim, 2008). .................... 14
Figura 2.13 Revestimentos modernos (Davim, 2008). .......................................................................... 15
Figura 2.14 Principais tipos de geometrias para torneamento, (Sandvick, 2007). ............................... 16
Figura 2.15 Tipos de desgaste segundo a norma ISO 3685:1993. ......................................................... 17
Figura 2.16 Mecanismos de desgaste da ferramenta e temperatura de corte (Childs et al, 2000). .... 18
Figura 2.17 Classificação dos danos mecânicos (Childs et al, 2000). .................................................... 19
Figura 2.18 Influência do oxigénio no desgaste de cratera em ferramentas de aço carbono (Childs et
al, 2000). ................................................................................................................................................ 20
Figura 2.19 a) Curvas de desgaste. b) Curva de tempo de vida em função da velocidade de corte
segundo a equação de Taylor (Davim, 2008). ....................................................................................... 21
Figura 2.20 Curva Vc - Tc, combinando o critério de Desgaste de Flanco e Desgaste de Cratera (ISO
3685:1993). ........................................................................................................................................... 22
Figura 2.21 Desgaste de Flanco em função do Tempo de Corte (Marinov, 2010). ............................... 23
Figura 2.22 Evolução do desgaste de flanco para diferentes velocidades de corte (ISO 3685:1993) .. 24
x
Figura 2.23 Gráfico número de interrupções durante o ensaio vs tempo de vida das ferramentas
(Pereira et al., 2011). ............................................................................................................................. 26
Figura 3.1 a) Ferramenta de Corte GP0600E300-N02-NP, Palbit; b) esquema de operação de
prefilamento; c) geometria e dimensões da ferramenta de corte (Palbit, 2014) ................................. 27
Figura 3.2 a) Geometria do suporte da ferramenta de corte; b) dimensões, (Palbit, 2014). ............... 28
Figura 3.3 Comparação entre estruturas e propagação de falhas dos revestimentos micro e nano
cristalinos. Em cima: revestimento micro cristalino; em baixo: revestimento nano cristalino. (Palbit
PHD, 2014). ............................................................................................................................................ 30
Figura 3.4 equipamento de medição de desgaste. a) lupa binocular com câmara de filmar no topo; b)
mesa de medição de coordenadas; c) suporte da ferramenta de corte (sistema de fixação por
parafuso do lado esquerdo da figura e a ferramenta fixada ao centro). .............................................. 33
Figura 3.5 a) Esquema da instrumentação utilizada para a medição das forças de corte; b)
dinamómetro piezoelétrico; c) amplificador de sinal; d) placa de aquisição de sinal. ......................... 35
Figura 3.6 direção e sentido das forças medidas pelo dinamómetro piezoelétrico ............................. 35
Figura 3.7 Torno CNC Gildemeister CTX 400 Serie 2. ............................................................................ 35
Figura 3.8 Esquema do contacto Ferramenta-Material nos ensaios realizados. .................................. 36
Figura 4.1 Diagrama profundidade de corte vs avanço. critério para definir o campo de aplicação do
quebra-aparas da ferramenta de corte GP0600E300-N02-NP liga AW7075. ....................................... 40
Figura 4.2 Comparação de Aparas: a) velocidade de corte=1400 m/min fn=0.4 mm/rot ap=2 mm: a1)
ferramenta sem revestimento (substrato ph010); a2) ferramenta com revestimento sp3; b)
velocidade de corte=1400m/min fn=0.15 mm/rot ap= 1.5 mm: b1) liga de alumínio aw7075-t6; b2)
liga de alumínio AW2030-T4. ................................................................................................................ 42
Figura 4.3 Comparação entre aparas no inicio a) e no fim b) do ensaio. .............................................. 43
Figura 4.4 Nova aresta de corte ao fim de algum tempo de maquinagem........................................... 43
Figura 4.5 Gráfico de tempo de vida vs desgaste de flanco da ferramenta nos ensaios 1, 2 e 3, legenda
do gráfico: nome (material; velocidade de corte; profundidade de corte, avanço por rotação). ....... 46
Figura 4.6 Desgaste da ferramenta de corte no ensaio 3, tempo 30 minutos: a) face de saída da
ferramenta; b) face de ataque da ferramenta. ..................................................................................... 47
Figura 4.7 Gráfico de tempo de vida vs desgaste de flanco da ferramenta nos ensaios 4, 5 e 6 ......... 48
Figura 4.8 Gráfico velocidade de corte vs tempo de vida; comparação entre avanços de 0.15 e 0.3
mm/rot e equação de Taylor. ................................................................................................................ 49
Figura 4.9 Desgaste da ferramenta de corte ph0910 no ensaio 4: a) face de saída com película de
alumina completa; b) face de saída com película de alumina removida; c) pormenor do desgaste de
flanco; d) face de ataque ....................................................................................................................... 50
xi
Figura 4.10 Gráfico tempo de vida vs vb. comparação de todos os ensaios realizados à ferramenta de
corte se revestimento ........................................................................................................................... 51
Figura 4.11 Evolução das forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB, para as velocidades 1200,
2000, e 2500 m/min. material da ferramenta: PH0910 material de trabalho: AW7075-T6. ................ 52
Figura 4.12 Evolução das forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB, para a velocidade de 2000
m/min e avanço por rotação de 0.15 e 0.30 mm. material da ferramenta: PH0910 material de
trabalho: AW7075-T6. ........................................................................................................................... 53
Figura 4.13 Gráfico VB vs tempo de vida para os ensaios realizados para a ferramenta com
revestimento SP3 com alumínio série AW7075-T6 ............................................................................... 55
Figura 4.14 Gráfico Velocidade de corte vs desgaste de flanco. comparação dos valores reais com a
equação de Taylor, ferramenta revestida SP3, material de trabalho AW7075-T6. .............................. 56
Figura 4.15 Gráfico velocidade de corte vs tempo de vida. comparação entre ferramenta não
revestida (PH910) e revestida (SP3). ..................................................................................................... 56
Figura 4.16 Aresta de corte da ferramenta de corte com revestimento SP3: a) face de saída; b) face
de ataque............................................................................................................................................... 57
Figura 4.17 Evolução das Forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB. Comparação entre a
ferramenta não revestida (PH910) e revestida (SP3) para a liga de alumínio da série AW7075-T6. ... 58
Figura 4.18 Gráfico VB vs tempo de vida para os ensaios realizados para a ferramenta não revestida
PH910 com alumínio série AW2030-T4. ................................................................................................ 59
Figura 4.19 Gráfico Velocidade de Corte vs Tempo de Vida. Comparação entre materiais AW7075-T6
e AW2030-T4 com Ferramenta Não Revestida (PH910). ...................................................................... 61
Figura 4.20 Aresta de corte da ferramenta de corte: a) face de saída; b) face de ataque ................... 62
Figura 4.21 Evolução das forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB. comparação entre as ligas
de alumínio AW7075-T6 e AW2030-T4 ................................................................................................. 63
xii
Nomenclatura
Angulo de Corte
Angulo de Atrito
Angulo de Ataque
Grau de Encalque
Espessura da Apara
Espessura do Material Antes de Removido
Desgaste de Flanco
Desgaste de Cratera
Desgaste de Flanco máximo
Velocidade de Corte
Tempo de Vida da Ferramenta
Avanço por Rotação
Profundidade de Corte
Tempo total por Peça
Tempo de Substituição da Ferramenta
Tempo de Manipulação da Peça
Tempo de Maquinagem
Custo Total
Custo do Tempo de Corte
Custo de Máquina-Ferramenta
Custo Tempo de Troca de Ferramenta
xiii
Velocidade Económica de Corte
Velocidade de Máxima Produção
Força de Corte
Potência
Espessura da Apara
Largura da Apara
Pressão Específica de Corte
HV Hardness Vickers – Dureza de Vickers
µm Micrómetro
MPa Mega Pascal
Velocidade de Rotação
RPM Rotações por Minuto
R Raio do Bruto de Maquinagem
1
1 Introdução
O corte por arranque de apara é um processo tecnológico de alteração de forma, através do
qual se pretende obter uma peça com uma determinada geometria por remoção de material não
necessário à sua forma (Mesquita, 1990). Nestes processos, o material é removido por ação
mecânica, através de uma ferramenta de corte que retira pequenas aparas de material.
O conjunto dos processos de maquinagem (torneamento, fresagem, furação, etc.) desempenha
um papel de elevada importância no quadro económico de vários países industrializados sendo que a
condição económica de um país pode ser avaliada pela quantidade de investimentos realizados nesta
área (Childs et al, 2000). Deste modo torna-se fundamental o estudo destes processos para assegurar
a sua manutenção e o seu desenvolvimento.
A difusão dos processos de maquinagem deve-se principalmente a três fatores: a elevada
flexibilidade na obtenção de diferentes geometrias, a elevada precisão dimensional e o bom
acabamento superficial das peças que se obtêm. No entanto, estes processos apresentam
desvantagens e limitações, principalmente devido ao baixo nível de produtividade que apresentam
quando comparados com processos de produção em massa, como a estampagem ou o forjamento.
Um dos aspetos limitadores da taxa de produção dos processos de maquinagem prende-se com
a existência de problemas mecânicos na interface do material com a ferramenta de corte. Nesta
interface, desenvolvem-se fenómenos físicos e químicos intrinsecamente ligados com a forma como
decorre o corte, afetando a qualidade da peça final, assim como a taxa de degradação da ferramenta
de corte. Estes fenómenos são influenciados por uma série de parâmetros, denominados parâmetros
de corte (Mesquita, 1990), que podem ser regulados consoante as necessidades do processo, de
modo a que se obtenham as condições ótimas de maquinagem.
A regulação dos parâmetros de corte é essencial para o bom funcionamento de uma empresa de
maquinagem, na medida que permite que se atinjam condições ótimas de produção e de qualidade.
um dos aspetos que tem grande relevo na obtenção destes objetivos é a capacidade de prever a
durabilidade das ferramentas de corte, conhecida como tempo de vida da ferramenta (Mesquita,
1990). Esta capacidade permite balancear entre condições de máxima produção quando se verifica
uma redução de stocks e condições económicas quando existe disponibilidade de máquina,
permitindo uma gestão mais eficiente de um determinado processo de produção.
2
O tempo de vida da ferramenta está geralmente relacionado com o desgaste da ferramenta.
Dependendo dos parâmetros de corte, o desgaste pode evoluir mais ou menos rapidamente, levando
a um maior ou menor tempo de vida, respetivamente. Assim sendo, é determinante o estudo dos
parâmetros de corte, de modo a que se possa chegar a uma combinação dos mesmos que leve ao
tempo de vida pretendido.
É neste contexto que se insere a presente investigação, resultado de uma parceria entre o
Instituto Superior Técnico e a empresa portuguesa Palbit, especialista no fabrico de ferramentas em
metal duro, com o objetivo de avaliar o desempenho de uma ferramenta de corte de torneamento,
em determinadas combinações de parâmetros de corte. Para tal realizaram-se uma série de ensaios
experimentais, com o objetivo de obter a evolução do desgaste na face de saída da ferramenta em
função com os principais parâmetros operativos de maquinagem. Numa primeira fase identifica-se a
janela operativa da ferramenta, sendo posteriormente avaliada a influência do tipo de revestimento
e de material da peça no desempenho da ferramenta de corte.
A presente dissertação encontra-se dividida em cinco capítulos, incluindo a Introdução.
No capítulo dois faz-se uma revisão bibliográfica do tema em estudo, procurando reunir
informação adequada para a definição do trabalho e análise dos resultados alcançados.
No capítulo três descreve-se todo o aparato e procedimento experimental desenvolvido para
que fosse possível realizar os ensaios necessários ao estudo em causa assim como, material de
estudo, material de trabalho e planeamento dos ensaios.
No capítulo quatro faz-se a discussão dos resultados obtidos experimentalmente, assim como a
comparação dos vários parâmetros que influenciam o tempo de vida de ferramenta e a forma da
apara gerada.
No capítulo cinco tratam-se as conclusões gerais do estudo, assim como um balanço de todo o
trabalho desenvolvido. São ainda perspetivados trabalhos futuros.
3
2 Fundamentos Teóricos
2.1 Mecanismo de Formação de Apara
Apesar de largamente utilizado na indústria, o mecanismo de formação de apara ainda não se
encontra totalmente compreendido devido à multiplicidade de fenómenos físicos e químicos
envolvidos em condições de velocidade e temperatura elevadas. Assim sendo, o estudo dos
processos de maquinagem desenvolveu-se partindo de vários postulados simplificativos, que deram
origem à teoria do corte ortogonal. Estes postulados simplificativos assumem que o fenómeno de
corte é estacionário, que a aresta de corte é normal à direção de corte e que o fenómeno de
formação das novas superfícies ocorre devido deformação plana localizada numa determinada zona.
Segundo Trent e Wright (2000) a formação de apara raramente ocorre em condições de corte
ortogonal devido à geometria dos vários componentes do processo, no entanto, considerando o caso
do torneamento, é possível aplicar os conhecimentos da teoria do corte ortogonal com efeitos
práticos.
A decomposição do fenómeno de corte foi inicialmente estudada por Ernest e Merchant no final
do século XIX. Estes investigadores deduziram a primeira análise quantitativa dos fenómenos físicos
presentes no plano de corte , para o modelo de Corte Ortogonal (Silva, 2007),
22
(2.1)
onde ( ) é o angulo do plano de corte é o ângulo de atrito e é o angulo da face de ataque
da ferramenta, como se pode ver na Figura 2.1 a).
A teoria do corte ortogonal propõe que todas as forças envolvidas no corte se resumem a uma
só, aplicada junto à aresta de corte, designada RF . Como se vê na figura 2.1 b), esta força pode ser
decomposta nas suas componentes vetoriais de corte cF e avanço aF . Considerando as forças de
atrito presentes durante o corte, podemos decompor a resultante das forças nas suas componentes
de atrito fF e a sua normal nF . Uma terceira decomposição pode ser feita de modo a ter em conta
as tensões presentes na apara, nas suas componentes normal F e tangencial F .
Empregando os conhecimentos pioneiros de Ernest e Merchant, vários investigadores
dedicaram os seus estudos ao corte por arranque de apara. Citando Trent e Wright (2000), é aceite
que a formação da apara decorre da existência de tensões de corte num plano adjacente à aresta de
4
corte, designado plano de corte. Este plano é na verdade uma zona com volume, onde a deformação
do material ocorre progressivamente. Analisando a Figura 2.1 b), Trent e Wright (2000) consideram
que o material se desloca a uma determinada velocidade de corte ( cV ) em direção à ferramenta de
corte. Analisando uma secção desse material, neste caso designada por “klmn”, verifica-se que
quando esta secção chega à zona do plano de corte, é sujeita à influência da ferramenta. Esta
influência traduz-se na existência de tensões de corte que atuam ao longo do plano de corte. Devido
aos parâmetros de corte, a tensão limite de elasticidade do material é ultrapassada, dando-se a sua
rutura. Deste modo, o material é obrigado a separar-se, dando origem a duas novas superfícies, uma
que fica na peça pretendida e outra que forma a apara.
A existência de atrito na interface de contato entre a apara e a ferramenta (OB figura 2.1b)
promove tensões de corte e o aparecimento de uma zona de deformação secundária. Um fenómeno
idêntico ocorre na face de saída, junto à aresta de corte, que dá origem à zona de deformação
terciária, causada pelo contacto entre a ferramenta e a nova superfície da peça.
Uma das razões que permite justificar que o corte por arranque de apara é um processo de
deformação plástica, é o facto de a espessura da apara ser maior do que a espessura do material
antes de removido. Segundo Trent e Wright (2000) esta espessura pode ser até cinco vezes maior
que a do material antes de removido. Este aumento de espessura deve-se à inclinação do plano de
corte, causada pela combinação dos parâmetros de corte utilizados, como a geometria da
ferramenta, profundidade de corte e avanço. De facto, estes parâmetros combinam-se na seguinte
equação que dá a relação entre a espessura da apara antes e depois de cortada, designada por grau
de encalque:
cos
sin
1
2
t
tr (2.2)
Onde r é o grau de encalque, 2t é a espessura da apara, 1t é a espessura do material
antes de remover, ou profundidade de corte, é o angulo de ataque, como se pode ver na Figura
2.1 b).
5
Figura 2.1 a) Forças envolvidas na formação da Apara, b) mecanismo de formação de apara segundo a teoria do corte ortogonal, (Trent and Wright, 2000).
Forças de Corte 2.1.1
O conhecimento das forças de corte envolvidas nos diferentes processos de Maquinagem,
segundo um determinado conjunto de parâmetros de corte, é bastante importante, sendo um
critério dominante para a classificação da maquinabilidade de um determinado material, tanto para
os produtores de ferramentas de corte como para os utilizadores das mesmas (Malagi and Rajesh
2012). A sua previsibilidade é um fator de ajuda na análise de otimização de problemas de gestão
económica dos processos de corte e na formulação de modelos de simulação usados em
maquinagem. Deste modo, as forças de corte têm sido objeto de vários estudos realizados por
diferentes investigadores de modo a estabelecer conhecimento nesta matéria.
No corte ortogonal, a força de corte é convenientemente decomposta nas suas componentes
vertical e horizontal, que podem ser medidas diretamente através de um dinamómetro (Villumsen
and Fauerholdt 2008). Aplicando a força de corte e as suas componentes na extremidade da
ferramenta, obtém-se o diagrama de forças característico do corte ortogonal, Figura 2.2.
a)
b)
6
Figura 2.2 Força resultante e as suas componentes vertical e horizontal (Marinov, 2010)
A força de corte atua na direção primária do movimento. Esta força é responsável por 70 a
80% da força resultante e é usada para calcular a potência necessária para a operação de
maquinagem, através da equação 2.8:
(2.3)
A força de impulsão, representada na Figura 2.3 por , é a força que, no caso do corte ser
ortogonal, atua no sentido do avanço. Ou seja, se o corte for ortogonal, esta força atua no mesmo
sentido e direção que a força representada na Figura 2.2. No caso tridimensional de corte
oblíquo, aparece uma nova força devido à inclinação da superfície maquinada. Neste caso a força de
impulsão pode ser decomposta em duas componentes: uma na direção do avanço denominada por
, e outra perpendicular a esta, denominada por , na direção do eixo da ferramenta (Malagi and
Rajesh 2012).
Figura 2.3 Diagrama tridimensional de corte oblíquo
7
As forças de corte em maquinagem dependem de vários parâmetros que influenciam os seus
valores. Entre esses parâmetros, o tipo de material maquinado, a velocidade de corte, o avanço por
rotação, a profundidade de corte, a geometria, o material da ferramenta e o desgaste da ferramenta
são aqueles que mais afetam os valores das forças envolvidas no processo de corte (Malagi and
Rajesh 2012). A influência de cada um destes parâmetros é discutida nos seguintes parágrafos.
Uma vez que os processos de corte envolvem a deformação plástica de material, importa
conhecer a sua tensão de escoamento e com esta caria com as condições operativas. A força
tangencial, também designada por força de corte , representada nas Figura 2.3, pode ser
determinada através do produto da secção da apara pela resistência que o material maquinado
oferece ao corte, designada por pressão específica de corte (Mesquita, 1990). A equação 2.9 mostra
como é possível calcular o valor da força de corte através do conhecimento das dimensões da apara
e da pressão específica de corte do material maquinado.
(2.4)
Onde designa a espessura da apara, a largura da apara e a pressão específica de corte.
Este coeficiente tem pois dimensões de potência por unidade de volume removido por unidade de
tempo ( ), ou a dimensão equivalente de força por unidade de área ( )
(Mesquita, 1990). Este coeficiente é característico de cada material aumentando com a sua dureza e
tensão de rotura (Malagi and Rajesh 2012).
Outro parâmetro que influencia o valor da força de corte é a Velocidade de Corte. De maneira
geral, a força tangencial Diminui com o aumento da velocidade. No entanto é de notar que para
velocidades de corte reduzidas (Malagi and Rajesh 2012) a força tangencial aumenta com o aumento
da velocidade até atingir um valor máximo, a partir do qual começar a decrescer, como se observa
nos gráficos da Figura 2.4. O decréscimo da força de corte para valores de velocidade superiores
deve-se ao aumento da temperatura de corte que tende a reduzir a tensão de escoamento plástico
dos materiais (Trent and Wright 2000; Malagi and Rajesh 2012).
O avanço por rotação e a profundidade de corte influenciam também a força de corte. Para
ambos os parâmetros, verifica-se que a força de corte é progressivamente maior com o seu
aumento. Para o avanço por rotação, nota-se que o aumento da força de corte é exponencial para
valores reduzidos de avanço, adotando uma evolução linear para valores mais elevados. No caso da
profundidade de corte, a evolução do valor da força de corte varia linearmente com este parâmetro,
como se verifica na Figura 2.4.
8
Figura 2.4 Força de corte como função dos parâmetros de corte: velocidade de corte, avanço por rotação e profundidade de corte (Marinov, 2010)
Segundo um estudo realizado por (CICA et al, 2013) que realizaram um conjunto de ensaios de
modo a perceber qual a influência de diferentes tipos de líquido lubrificante na força de corte, num
processo de torneamento, o lubrificante tem um papel fundamental na redução das forças de corte,
podendo reduzir em cerca de 20% o seu valor, uma vez que atuam na redução do atrito existente na
interface da ferramenta de corte com o material de trabalho e ajudam a manter a temperatura da
ferramenta de corte em valores que não prejudicam o seu normal funcionamento. Esta informação
vai de encontro à bibliografia consultada (Kuram et al, 2010; Mendes et al, 2006).
O efeito do desgaste de flanco da ferramenta de corte tem também grande influência no valor
das forças de corte. Segundo vários estudos realizados na área (Thamizhmanii and Hasan, 2010) ficou
demonstrado que há um aumento crescente da força de corte com o aumento do desgaste.
(Amorim, 2002) expõe que a evolução da força de corte ao longo do tempo apresenta três tipos de
comportamento que dependem da quantidade de desgaste existente na ferramenta, como se vê na
Figura 2.5.
Figura 2.5 Evolução da força de corte com o tempo de maquinagem (Amorim, 2002).
Na zona 1 ocorre um aumento rápido da força de corte, compatível com o aumento inicial do
desgaste da ferramenta. Na zona 2, a força de corte apresenta uma evolução estacionária onde o seu
valor não varia, ou varia muito pouco. Na zona 3, no fim de vida da ferramenta, o aumento da força
de corte é bastante acentuado, devido ao aumento exponencial do desgaste da ferramenta que
conduzira em última análise à falha total da ferramenta de corte.
9
Tipos de Aparas 2.1.2
Como dito anteriormente, as condições e parâmetros de corte influenciam a forma como se
desenrola o processo de maquinagem, tendo uma importância predominante na qualidade das
superfícies obtidas. Esta qualidade depende também do desempenho que a ferramenta de corte
tem, sendo que este desempenho pode ser avaliado pelo tipo de apara que se forma em
determinadas condições.
Segundo a norma ISO 3685.1993, a apara formada no decorrer de um processo de corte, tem
características relacionadas com o material de trabalho, o material da ferramenta de corte, a
geometria da ferramenta de corte, as condições de corte (parâmetros de corte), posição da aresta de
corte e o estado da aresta de corte.
Os diferentes tipos de apara podem ser resumidos na Figura 2.6.
Na Figura 2.6 a), encontra-se a apara contínua regular. É o tipo de apara que se pretende ter,
uma vez que corresponde às condições mais estacionárias de corte. Ocorre em materiais dúcteis com
elevadas velocidades de corte e elevados ângulos de ataque (Mesquita, 1990).
Em metais com baixa condutividade térmica, em que a sua resistência mecânica diminui com o
aumento da temperatura, a apara desenvolve-se parcialmente contínua. é o caso da Figura 2.6 b).
este tipo de apara designa-se por apara semi-contínua ou apara parcialmente contínua, uma vez que
a apara apresenta uma forma serrada ao longo de todo o seu comprimento (Mesquita, 1990).
A apara descontínua, Figura 2.6 b), é o tipo de apara que ocorre nos materiais frágeis. o material
não consegue suportar o nível de distorção imposto pela ferramenta, originando fissuras ao longo do
plano de corte, que originam uma apara segmentada em pedaços (Mesquita, 1990).
Trent e Wright (2000) afirmam que em certos casos, como na maquinagem de materiais dúcteis
com velocidades reduzidas, a deformação ocorrente no plano de corte origina uma acumulação de
material junto à aresta de corte. Esta acumulação forma-se ciclicamente, uma vez que a partir de
uma determinada dimensão parte-se, deixado marcas na superfície da peça. a este fenómeno dá-se
o nome de aresta postiça de corte, apresentado na Figura 2.6 c).
10
Figura 2.6 a) Apara contínua regular b) apara parcialmente contínua c) apara descontínua d) aresta postiça de corte (Trent and Wright, 2000).
Segundo a mesma norma, para qualquer combinação de condições, a formação da apara
mantém-se constante até que alguma das condições enunciadas anteriormente se altere. As
observações da formação da apara podem servir de indicador para a reprodução de condições de
corte em processos diferentes. Para tal, a norma ISO 3685.1993 propõe a tabela ilustrada na Tabela
2.1, de modo a uniformizar a nomenclatura atribuída a cada tipo de apara, consoante a sua
geometria.
Tabela 2.1 Classificação da geometria das aparas segundo a norma ISO 3685:1993.
A norma propõe uma divisão das geometrias das aparas em seis grupos principais, cada grupo
dividido em subcategorias particulares. Além disso, cada tipo de geometria de apara tem a sua
própria numeração e nomenclatura.
Embora, como dito anteriormente, todos os parâmetros de corte tenham influência na forma da
apara (ISO 3685:1993), esta é principalmente dependente do avanço por rotação. Como é referido
11
pela Sandvick (Sandvick Coromant, 2014), uma das maiores produtoras a nível mundial de
ferramentas de corte, o controlo da forma da apara deve ter em conta a escolha de parâmetros que
proporcione uma utilização ótima do quebra-aparas. Estes parâmetros são principalmente o avanço
por rotação e a profundidade de corte, com evidente relevo para o primeiro, como se mostra na
Figura 2.7.
Figura 2.7 Evolução da forma da apara com o avanço por rotação (fn) e a profundidade de corte (ap) (Sandvik, 2010).
A partir do estudo da influência destes parâmetros na forma da apara, é possível determinar
quais são os intervalos de utilização de cada ferramenta de corte. O controlo da apara é fundamental
nos processos de maquinagem, tendo principal relevo nos processos de torneamento. A quebra da
apara pode ocorrer pelos seguintes motivos:
Quebra autónoma, onde a geometria do quebra-aparas permite que a apara quebre
por si mesma, Figura 2.8 a);
Quebra contra a ferramenta, Figura 2.8 b);
Quebra contra o material, Figura 2.8 c);
Figura 2.8 Diferentes tipos de quebra da apara [6].
12
Além destes modos de quebra da apara, pode ocorrer o caso em que a apara não quebra e seu
crescimento decorre até que o corte seja interrompido, como acontece para os casos em que o
avanço por rotação é reduzido, Figura 2.9. Uma boa gestão dos parâmetros de corte, tende a
encontrar a combinação que conduza a uma quebra autónoma da apara, uma vez que as quebras
contra a ferramenta e contra o material, conduzem a danos causados na ferramenta e no material,
respetivamente.
Figura 2.9 Apara enrolada no bruto de maquinagem devido ao mau funcionamento do quebra-aparas.
O enrolamento e quebra da apara descrevem uma evolução que, segundo Nakamaya 1962,
segue a equação 2.5. Segundo o autor, a rutura da apara ocorre quando a deformação que lhe é
imposta é superior à extensão de rutura do material, .
2.5
Onde Ro e Rb são os raios de curvatura da apara antes e depois da quebra, respetivamente.
No início da formação da apara, esta apresenta uma forma arredondada, quase circular, uma
vez que não encontra nenhuma obstrução ao seu crescimento. Contudo, quando a apara encontra a
peça de trabalho, é-lhe imposta uma deformação por esta superfície, que resulta na aplicação de um
momento de flexão, imposto pela força de reação que a peça de trabalho estabelece sobre a apara.
Deste modo, a apara fica sujeita a tensões que aumentam com o seu crescimento, uma vez que o
processo de corte continua a decorrer. Quando estas tensões atingem valor de rutura do material,
ocorre a quebra da apara. Este fenómeno está ilustrado na Figura 2.10.
13
Figura 2.10 Crescimento e quebra da apara. a) curvatura inicial, b) quebra da apara (Astakhov, 1996)
2.2 Ferramentas de Corte
O desenvolvimento de ferramentas de corte tem vindo a ser realizado de um modo gradual,
com base na experiência, necessidades e pesquisas executadas ao longo das últimas décadas, em
que os processos de maquinagem assumiram um papel de relevo na industria de produção mecânica.
As necessidades cada vez maiores de qualidade e produção, implicam uma constante evolução no
estudo desta matéria, através da implementação de novos materiais e geometrias que conduzem a
ferramentas cada vez mais eficazes e capazes de suportar as condições de trabalho
progressivamente mais severas (Trent and Wrigt, 2000).
Materiais 2.2.1
Os materiais das ferramentas de corte deverão ter determinadas propriedades, de modo a
otimizarem a operação de maquinagem a que se destinam. A eficiência de uma operação de
maquinagem obriga a uma seleção cuidadosa dos materiais adequados na execução das ferramentas
de corte. Esta escolha exige a análise ponderada de fatores técnicos e económicos. Segundo Childs,
et al, (2000), as principais propriedades dos materiais para o fabrico de ferramentas de corte são a
dureza, a tenacidade ao choque, a conservação da aresta de corte conseguida através de um
material com grão fino, o baixo coeficiente de atrito, a elevada condutividade térmica, entre outros.
Devido ao elevado número de condições impostas na escolha do material para a ferramenta de
corte, é impossível que exista um material que as satisfaça na sua totalidade. Por este motivo
14
existem uma grande variedade de materiais utilizados no fabrico de ferramentas de corte com
especificações técnicas e aplicações distintas, dos quais se seleciona aquele que exiba as
caraterísticas mais adequadas para a aplicação em causa.
Nas Figura 2.11 e 2.12 apresentam-se dois gráficos com os principais materiais usados na
indústria das ferramentas de corte, consoante os requisitos impostos, fazendo-se variar a dureza, a
resistência e a temperatura, principais parâmetros que, segundo J Davim, (2008) mais influenciam a
escolha do material.
Figura 2.11 Dureza dos materiais de ferramentas de corte vs temperatura (Davim, 2008).
Figura 2.12 Dureza e resistência dos materiais de ferramentas de corte (Davim, 2008).
Apesar da grande variedade de materiais existentes no mercado, por vezes não existem
condições técnicas e económicas que possibilitem a produção ou aquisição de materiais
economicamente viáveis que satisfaçam as condições impostas. Um dos principais obstáculos desta
indústria, prende-se com o facto de os materiais mais adequados para uma determinada aplicação
serem extremamente raros e demasiado valiosos, para que seja possível fabricar ferramentas de
15
corte com os mesmos. Para preencher esta lacuna de mercado, na década de 1997 (Davim, 2008)
surgiu uma solução inovadora que consistia na aplicação de finas camadas de revestimento de um
determinado material valioso, nas ferramentas de corte, fabricadas com materiais mais comuns. Esta
solução revolucionou a indústria das ferramentas de corte, de tal modo que, hoje em dia 50% das
ferramentas de aços duros, 80% das ferramentas de carbonetos e 40% das ferramentas de metal
duro são revestidas (Astakhov, 2006).
O revestimento é aplicado em camadas, uma ou várias, sobre o substrato, como se mostra na
Figura 2.13, geralmente através de um processo de deposição química. Deste modo, é o
revestimento que entra em contacto com o material a maquinar, sendo possível tirar todos os
proveitos de uma superfície dura e resistente ao desgaste, através de uma base capaz de suportar as
forças envolvidas no processo com a estabilidade necessária, que nunca entra em contacto com o
material de trabalho.
Figura 2.13 Revestimentos modernos (Davim, 2008).
Geometrias 2.2.2
Para além do tipo de material da ferramenta de corte, outra característica importante das
ferramentas de corte é a sua geometria. No caso específico do torneamento, existe um número
impossível de contabilizar de geometrias de ferramentas de corte uma vez que cada empresa
desenvolve as suas próprias ferramentas, atribuindo-lhes geometrias mais indicadas para um
determinado processo ou cliente. No entanto é possível classificar as ferramentas de corte a partir
das operações base que lhes serão atribuídas, tal como desbaste longitudinal, acabamento
superficial, abertura de caixa, abertura de roscas, torneamentos interiores, delineamento de perfis,
sangramento. Na Figura 2.14 apresentam-se os principais tipos de geometrias existentes nos dias de
16
hoje. Nesta dissertação, dá-se especial enfase à geometria destacada a vermelho, sendo ela o objeto
de estudo aprofundado no capítulo 3.
Figura 2.14 Principais tipos de geometrias para torneamento, (Sandvick, 2007).
2.3 Mecanismo de Desgaste
Segundo Davim. e Astakhov (2008), o desgaste de uma ferramenta leva à sua falha. De acordo
com vários autores, a falha de uma ferramenta de corte ocorre por quebra, i.e. falha catastrófica, e
por aumento progressivo do desgaste da ferramenta. De modo geral, o desgaste de uma ferramenta
de corte depende dos materiais da ferramenta e da sua geometria, dos materiais a maquinar, dos
parâmetros de corte (velocidade de corte, avanço por rotação e profundidade de corte), de causas
tribológicas como por exemplo do tipo de fluido de corte utilizado, e das características da máquina-
ferramenta utilizada.
Tipos de Desgaste 2.3.1
Os danos causados a uma ferramenta durante os processos de Maquinagem podem ser
classificados em dois tipos, desgaste e falha catastrófica (Trent and Wright, 2000). Normalmente o
desgaste é um processo gradual, desenvolvendo-se em determinadas regiões, como se mostra na
Figura 2.15, enquanto a falha catastrófica ocorre subitamente, causando a destruição da aresta de
corte ou mesmo da totalidade da ferramenta de corte.
17
Figura 2.15 Tipos de desgaste segundo a norma ISO 3685:1993.
O desgaste da face de saída, também denominado por desgaste de flanco, representado por
, e o desgaste de cratera, representado por , são os tipos de desgaste que ocorrem na maioria
dos casos, e que mais influenciam o desempenho da ferramenta de corte. Segundo a norma ISO
3685:1993, o desgaste da face de saída é o mais usado para monitorizar a evolução do desgaste de
uma ferramenta. De acordo com a mesma norma, a zona adjacente à aresta de corte que entra em
contacto com o material de trabalho, encontra-se dividida em diferentes regiões, ilustradas na Figura
2.15. De acordo com a mesma norma, a medição do desgaste deve ser feita na zona assinalada
com a letra B, uma vez que esta zona apresenta características que permitem uma leitura fidedigna
da evolução do desgaste, o que não acontece nas extremidades do desgaste, que apresentam
valores mais elevados de desgaste que não correspondem aquele que efetivamente afeta o
desempenho da aresta de corte da ferramenta.
Segundo Child et al (2000), existem três mecanismos que fomentam o desgaste da ferramenta
de corte. Estes mecanismos classificam-se consoante a sua natureza, dividindo-se em adesiva,
térmica e mecânica. Como mostrado na Figura 2.16, a importância da ocorrência destes mecanismos
pode ser identificada através da temperatura de corte (Childs et al, 2000), havendo zonas em que um
determinado tipo de desgaste apresenta mais preponderância que os restantes.
18
Figura 2.16 Mecanismos de desgaste da ferramenta e temperatura de corte (Childs et al, 2000).
Ação Mecânica
A designação dos diferentes tipos de danos mecânicos causados à ferramenta de corte, depende
da dimensão desses danos. A Figura 2.17 ilustra os diferentes modos de danos causados na
ferramenta de corte, desde uma escala de menos de 0.1 µm até 100 µm.
O desgaste por abrasão é tipicamente causado pelo deslize de partículas duras contra a
ferramenta de corte. Estas partículas provêm tanto do material a maquinar como de partículas soltas
da própria ferramenta de corte.
O desgaste por atrito ocorre numa escala maior que o desgaste por abrasão. Partículas ou grãos
do material da ferramenta são mecanicamente enfraquecidos através de micro fraturas como
resultado do deslize entre o material de trabalho e a ferramenta de corte, antes de serem removidas
pelo desgaste, causando danos na superfície da aresta de corte.
O fenómeno de chipping, ou lascamento, também designado por micro-chipping¸ ocorre devido
ao choque mecânico entre a ferramenta de corte e o material a maquinar, provocando uma variação
súbita das forças de corte que atuam na ferramenta, conduzindo a uma falha local do material
existente na aresta de corte, através do lascamento de pequenas partículas do mesmo.
Finalmente, para dimensões maiores das partículas danificadas, existe o fenómeno da fratura.
Este fenómeno pode ser classificado em três tipos: fratura em fase inicial, que ocorre imediatamente
após o início do corte se as condições de corte ou o estado da ferramenta forem impróprias, fratura
imprevisível, que pode ocorrer em qualquer altura do corte causada por exemplo por irregularidades
do material de trabalho, da máquina-ferramenta ou da própria ferramenta de corte, e a fratura na
19
fase final, que ocorre principalmente no fim de vida da ferramenta de corte devido ao desgaste ou
tensões acumuladas (Childs et al, 2000).
Figura 2.17 Classificação dos danos mecânicos (Childs et al, 2000).
Ação Térmica
Os danos por ação térmica dividem-se em três classificações: deformação plástica, difusão e
reação química.
A deformação plástica, como mostrado na Figura 2.16, ocorre quando a temperatura da
ferramenta de corte é elevada de tal modo que a própria ferramenta não suporta as tensões de
compressão que se formam na aresta de corte, deformando-se. Este tipo de dano ocorre em
ferramentas com materiais com grande sensibilidade térmica como os aços rápidos. A deformação
da aresta de corte gera uma geometria imprópria da ferramenta facilitando a aparição de outros
mecanismos de desgaste (Childs et al, 2000).
O desgaste por difusão química ocorre quando existe afinidade química entre o material da
ferramenta e o material a maquinar. Este mecanismo de desgaste deve-se à perda de elementos
químicos da ferramenta que se difundem no material de trabalho. Esta troca de elementos químicos
resulta na alteração da estrutura molecular da ferramenta, alterando as suas propriedades físicas,
conduzindo a uma perca de resistência mecânica que leva ao enfraquecimento estrutural da
ferramenta de corte.
O desgaste por reação química ocorre quando há formação de componentes químicos devido à
reação entre a ferramenta e o material de trabalho, ou com outros componentes do processo como
a atmosfera envolvente ou o líquido de lubrificação. Entre as reações químicas mais comuns destaca-
se a reação de oxidação. Em condições de corte normais, poderá ocorrer oxidação quando os
elementos da estrutura metalúrgica do material da ferramenta reagem com o oxigénio da atmosfera,
devido às elevadas temperaturas atingidas na ferramenta. Deste modo a superfície da ferramenta
torna-se porosa e quebradiça (Childs et al, 2000).Este tipo de desgaste é predominante na face de
20
ataque da ferramenta, uma vez que está mais exposta à atmosfera, tendo maior relevo no desgaste
de cratera, como apresentado na Figura 2.18.
Figura 2.18 Influência do oxigénio no desgaste de cratera em ferramentas de aço carbono (Childs et al, 2000).
Adesão
Este tipo de mecanismo de desgaste das ferramentas de corte caracteriza-se pela adesão de
material à ferramenta de corte. Este fenómeno ocorre quando as tensões de adesão entre o material
de trabalho e a ferramenta de corte prevalecem sobre as tensões ou forças que afastam a apara da
ferramenta. Assim, quando as duas superfícies deslizam uma sob a outra, o movimento contínuo das
superfícies impõe uma deformação plástica das partículas em contacto, originando a deposição do
material menos resistente, normalmente o material de trabalho, sobre o material mais resistente,
normalmente o material da ferramenta (Childs et al, 2000). No caso da maquinagem de alumínio,
existe uma grande afinidade deste material com ferramentas de carbonetos de tungsténio, pelo que
é usual verificarem-se deposições de peliculas de material na face de saída de ferramenta de corte.
Equações de Taylor 2.3.2
A capacidade de prever o tempo de vida de uma ferramenta é obviamente importante a nível da
gestão de recursos. No final do séc. XIX, F.W. Taylor maquinou cerca de 30 000 toneladas de material
(Childs et al, 2000) de modo a recolher informação sobre o desempenho das ferramentas de corte,
de modo a estabelecer o primeiro método de previsão sobre o tempo de vida das mesmas. Taylor
apresentou a seguinte equação:
(2.6)
Onde representa a velocidade de corte ⁄ , o tempo de vida da ferramenta (min) até
que se atinja um determinado desgaste de flanco, e são constantes empíricas de Taylor. Na
Figura 2.19 encontra-se as curvas de desgaste e tempo de vida segundo a equação inicial de Taylor.
21
Figura 2.19 a) Curvas de desgaste. b) Curva de tempo de vida em função da velocidade de corte segundo a equação de Taylor (Davim, 2008).
De acordo com a equação original de Taylor, a velocidade de corte é o único parâmetro que
influencia o tempo de vida da ferramenta. Com o desenvolvimento dos processos de corte,
percebeu-se que a profundidade de corte e o avanço também afetam a vida da ferramenta, ainda
que em menor proporção. Como resultado destas descobertas, a equação de Taylor foi modificada
para a seguinte:
(2.7)
Onde é o avanço por rotação, é a profundidade de corte, e os expoentes e são
determinados a partir das condições de corte. Segundo esta informação, a ordem de importância dos
parâmetros é: velocidade de corte, avanço e profundidade de corte (Davim, 2008).
Tempo de Vida da Ferramenta 2.3.3
Com o acumular de dano, por desgaste ou fratura da ferramenta de corte, a sua rugosidade e
precisão deterioram-se a determinado ponto que eventualmente, a ferramenta deverá ser trocada. É
necessário um critério eficaz que determine o momento ideal para realizar esta troca. Em ambiente
industrial, há a tendência para flexibilizar este critério, adaptando-o às necessidades de uma
operação em particular, enquanto em ambiente laboratorial é utilizado um critério bem estabelecido
de modo a avaliar as capacidades de trabalho de uma ferramenta (Childs et al, 2000).
Segundo a norma ISO 3685:1993, o período de tempo que decorre até ao instante em que uma
determinada ferramenta deixa de produzir peças com a qualidade desejada, determina o período de
vida da ferramenta. No entanto, as razões para que se considere que uma ferramenta atingiu o seu
tempo de vida útil variam de caso para caso, pelo que se torna necessária a adoção de um critério
22
universal. Deste modo, a norma recomenda que a monotorização do desgaste da ferramenta seja
usada como critério para a determinação do tempo de vida da mesma.
Como dito anteriormente, o tipo de desgaste que mais influencia o desempenho da ferramenta
é o desgaste de flanco . No entanto, nem sempre é possível concluir que apenas este tipo de
desgaste tem importância. Assim, o tipo de desgaste que se acredita contribuir mais para a
determinação do fim do tempo de vida da ferramenta num determinado conjunto de ensaios, deve
ser usado como guia para a seleção de um dos critérios de tempo de vida especificados na norma. Se
não for possível determinar qual o tipo de desgaste que mais influência tem no tempo de vida da
ferramenta, é possível combinar dois ou mais critérios, resultando em várias curvas de tempo de
vida, como mostrado na Figura 2.20 (ISO 3685:1993).
Figura 2.20 Curva Vc - Tc, combinando o critério de Desgaste de Flanco e Desgaste de Cratera (ISO 3685:1993).
Segundo a norma ISO 3685:1993, o critério geralmente definido para determinar o tempo de
vida de uma ferramenta é o seguinte:
a) A dimensão máxima do desgaste de flanco, designada por , seja igual a 0.6
mm, se o desgaste de flanco não for regular na zona b, Figura 2.15.
b) A dimensão média dos desgaste de flanco , seja igual a 0.3 mm se o desgaste for
considerado regular na zona B.
c) Falha catastrófica
d) Para ferramentas de carbonetos, a profundidade do desgaste de cratera atinja o
valor designado pela fórmula seguinte
(2.8)
Onde designa o avanço por rotação em milímetros (ISO 3685:1993).
Tendo em conta a importância que o desgaste da ferramenta tem no desempenho da mesma,
nomeadamente no seu tempo de vida, é útil abordar a sua evolução ao longo do tempo. Na Figura
2.21, encontra-se a típica curva de evolução do desgaste de flanco . Geralmente esta curva
23
apresenta três regiões distintas, indicadas na figura pelas zonas I, II e III. A zona I, designada por zona
de desgaste primária, caracteriza-se por um crescimento acentuado do desgaste num curto espaço
de tempo, apresentando um crescimento quase instantâneo. A zona II, designada por zona de
evolução estacionária ou zona de desgaste secundária, caracteriza-se por uma evolução
aproximadamente linear do desgaste em função do tempo. Esta zona é a mais abrangente e a que
melhor caracteriza o desempenho da ferramenta de corte. A zona III, designada por zona de falha ou
zona de desgaste terciária, caracteriza-se por uma evolução exponencial do desgaste, que numa
última análise conduz à falha total da ferramenta (Davim, 2008).
Figura 2.21 Desgaste de Flanco em função do Tempo de Corte (Marinov, 2010).
É relevante clarificar que, apesar de esta ser a evolução típica do desgaste de uma ferramenta
de corte, é usual que para o estudo do tempo de vida da ferramenta, nem sempre sejam atingidas as
três zonas da curva apresentadas. Isto ocorre por haver uma discrepância entre os valores do
desgaste, que o critério de fim de vida define como aquele para o qual a ferramenta deixa de
apresentar condições ideais para a continuação do processo, e o valor do desgaste para o qual a
ferramenta sofre uma falha total. Ou seja, o valor definido pelo critério é inferior aquele que leva à
falha da ferramenta. Deste modo, é usual que o critério de tempo de vida seja atingindo quando o
desgaste se encontra na zona II da curva.
Todos os parâmetros de corte influenciam a evolução do desgaste da ferramenta e,
consequentemente o seu tempo de vida. No entanto, segundo vários autores incluindo a norma ISO
3685:1993, o parâmetro de corte com mais impacto na forma como o desgaste se desenvolve é a
velocidade de corte.
24
Figura 2.22 Evolução do desgaste de flanco para diferentes velocidades de corte (ISO 3685:1993)
Como se mostra na Figura 2.22, para diferentes velocidades de corte, sucessivamente maiores, o
tempo de vida da ferramenta é correspondentemente menor. Além deste facto facilmente
compreensível através da análise da figura, nota-se que a curva de desgaste deixa de apresentar
as três zonas de evolução, com o aumento da velocidade de corte.
Desgaste Interrompido 2.3.4
Numa operação normal de maquinagem, a ferramenta é utilizada durante todo o processo de
um modo ininterrupto, ou seja em utilização contínua. Nos estudos experimentais realizados nesta
área, para que seja possível medir o desgaste da ferramenta em diferentes estágios do processo, é
necessário interromper o corte várias vezes para que se possa proceder a essas medições. Nesta
secção faz uma análise às possíveis alterações que estas interrupções possam causar nos resultados
obtidos experimentalmente.
O problema em questão já foi estudado com detalhe por alguns investigadores. Por exemplo,
Pereira et al., (2011) ao realizarem ensaios de vida em ferramentas de corte de torneamento,
verificaram que as variações obtidas nos resultados experimentais poderiam estar relacionadas com
a taxa de monotorização do desgaste durante os ensaios. Para elucidar a questão levantada também
noutros casos, foi proposta uma investigação onde o número de interrupções dos ensaios para
monotorização do desgaste fosse a principal variável.
A provável razão para a existência de uma relação entre o número de interrupções e a evolução
do desgaste da ferramenta prende-se com o facto de o escoamento da temperatura na ferramenta
de corte ser alterado quando se interrompe o processo de corte. Como é sabido, o contacto entre
duas superfícies em movimento gera calor, que é escoado por ambos os corpos e pelo meio
25
envolvente. Ora esta geração de calor depende de vários fatores, como as características físicas e
químicas dos materiais em contacto e as condições em que o mesmo ocorre. De um modo geral, a
geração de calor é tanto maior quanto maior for a velocidade a que as duas superfícies deslizam uma
sob a outra. Como é fácil entender, nos processos de maquiagem, as velocidades de corte envolvidas
são de tal ordem elevadas que este facto não pode ser desprezado.
O calor gerado através do contacto das duas superfícies, neste caso a ferramenta de corte e o
material de trabalho, é escoado em três diferentes sentidos: o material de trabalho, a ferramenta de
corte e o meio envolvente. Quanto ao primeiro caso, o aumento da temperatura do material de
trabalho não é, na maior parte dos casos, um problema crítico, uma vez que este aquecimento não
se traduz em problemas estruturais das peças fabricadas, ou estas podem ser submetidas a
tratamentos térmicos que eliminem estes efeitos, como por exemplo a existência de tensões
residuais. No segundo caso, a ferramenta de corte, o aumento da temperatura pode surtir efeitos
indesejáveis no desempenho da mesma, especialmente nas ferramentas de metal duro. Devido à sua
elevada densidade e dimensões relativamente reduzidas, o escoamento do calor gerado não ocorre
com facilidade, havendo um aumento da temperatura da ferramenta. Este aumento da temperatura
afeta o desempenho da ferramenta, agravando a taxa de evolução do desgaste. Para colmatar este
problema é usual utilizar um meio envolvente específico, que permita que a maior parte do calor
gerado seja escoado através dele. Para isso utilizam-se inúmeros líquidos de refrigeração e
lubrificação que têm essa função, minimizando o efeito da temperatura no desempenho da
ferramenta de corte e consequente qualidade superficial da peça fabricada.
No entanto, devido às interrupções realizadas durante os ensaios experimentais, o escoamento
do calor da ferramenta de corte é alterado relativamente às condições normais de utilização, uma
vez que são inseridos ciclos de aquecimento e arrefecimento derivados às medições realizadas.
Pereira et al., (2011) realizaram um conjunto de ensaios onde determinaram qual a influência do
número de interrupções no tempo de vida de uma ferramenta de metal duro SNMG 120404-PM
4235 com revestimento de TiCN/Al2O3/TiN quando em maquinagem a seco de um aço micro ligado
DIN 38MnSiVS5. Na Figura 2.23 encontra-se o gráfico com os resultados obtidos pela investigação
dos autores (Pereira et al., 2011).
Analisando os dados do gráfico, percebe-se que o efeito do número de interrupções durante os
ensaios afeta consideravelmente o tempo de vida da ferramenta, sendo que o tempo de vida da
ferramenta aumenta quando aumenta o número de interrupções por teste.
26
Figura 2.23 Gráfico número de interrupções durante o ensaio vs tempo de vida das ferramentas (Pereira et al., 2011).
Embora o estudo por Pereira et al., (2011) tenha sido realizado sem líquido refrigerador, o que
apresenta uma grande diferença face ao trabalho realizado na presente dissertação, pensa-se que o
número de interrupções deve ser tido em conta neste tipo de estudos. Este novo parâmetro de
ensaios poderá ser alvo de novos estudos mais aprofundados, de modo a entender qual o seu
verdadeiro impacto no tempo de vida das ferramentas de corte estudadas.
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
11 5 3 2
Tem
po
de
Vid
a d
as F
erra
men
tas
[s]
Número de Interrupções
27
3 Desenvolvimento Experimental
Como dito na introdução da presente dissertação, o objetivo deste trabalho é avaliar e analisar o
desempenho de uma ferramenta de corte num processo de torneamento, em diferentes
combinações de parâmetros de corte. Para tal, foi necessário realizar um conjunto de ensaios que
compreenderam o desenvolvimento de um aparato experimental para que fosse possível a sua
concretização. É nesse sentido que este capítulo pretende demostrar todo o trabalho experimental
desenvolvido ao longo desta dissertação, através de uma análise detalhada de todos os
componentes envolvidos na mesma.
3.1 Ferramenta de Corte
O objeto de estudo da presente dissertação é a ferramenta de corte ilustrada na Figura 3.1. A
ferramenta é desenvolvida pela Palbit, com a referência GP0600E300-N02-NP e destina-se a
operações de perfilagem para diferentes tipos de alumínio ou seja, para a geração de geometrias
com formas complexas que não sejam descritas por operações normais de desabaste ou abertura de
caixas mas sim como uma combinação de ambas. Assim sendo, classifica-se como uma ferramenta
com duas arestas de corte redondas, capaz de realizar desbaste longitudinal, abertura de caixas e
perfilagem de superfícies com diversas formas. A ferramenta de corte possui quebra aparas,
embutido na geometria da mesma, como se pode verificar pela Figura 3.1 a).
Figura 3.1 a) Ferramenta de Corte GP0600E300-N02-NP, Palbit; b) esquema de operação de prefilamento; c) geometria e dimensões da ferramenta de corte (Palbit, 2014)
A ferramenta de corte é fixada no suporte da Figura 3.2, também fornecido e fabricado pela
Palbit com a referência GPRC-016.25.25.E1. Devido à geometria da ferramenta de corte e do suporte,
o encaixe entre os dois componentes proporciona o centramento automático da ferramenta de
Quebra aparas
28
corte, eliminando erros de fixação e centramento que afetariam a precisão geométrica dos
componentes maquinados.
Figura 3.2 a) Geometria do suporte da ferramenta de corte; b) dimensões, (Palbit, 2014).
Na presente dissertação são estudados dois tipos de materiais constituintes da ferramenta de
corte. Numa primeira fase estudou-se o comportamento do material do substrato da ferramenta, ou
seja sem qualquer tipo de revestimento.
O substrato da ferramenta de corte é composto por metal duro com estrutura de micro grão,
com a designação PH0910. Na maioria dos casos, a ferramenta de corte é utilizada sem
revestimento, apenas com um tratamento superficial de polimento. O polimento das superfícies
reduz o coeficiente de atrito, conduzindo à redução da temperatura gerada devido ao contacto entre
as duas superfícies, diminuindo as possibilidades de formação de aresta postiça de corte. Neste
processo são utilizadas escovas e pastas adiamantas que em contacto com as superfícies geradas
removem irregularidades superficiais, melhorando a rugosidade da zona de ataque da ferramenta de
corte, tornando-a mais lisa (Figueiredo, Palbit, 2014).
A utilização da ferramenta com estas características é a primeira escolha na maioria dos casos
de aplicação, tanto para desbaste como para acabamento, uma vez que as capacidades de corte e
conservação da aresta de corte que a ferramenta apresenta são bastante satisfatórias para a
maquinagem de ligas de alumínios. Esta classe combina uma elevada resistência à abrasão, devido à
elevada dureza, com boas características de tenacidade, devido à sua estrutura em micro grão
(Figueiredo, Palbit, 2014). Na Tabela 3.1 encontra-se a informação referente à composição química
do substrato PH0910 da ferramenta de corte.
29
Tabela 3.1 Análise química do material de substrato PH0910 (Figueiredo, Palbit, 2014)
Numa segunda fase do projeto estudou-se a mesma ferramenta de corte com revestimento
nano cristalino de diamante, designado pela Palbit por PHD-Multi – SP3. O revestimento nano
cristalino de diamante é adaptado especificamente para a maquinagem de alumínios com elevado
grau de sílica, oferecendo grande resistência ao desgaste graças à sua estrutura em multicamadas
que impedem a segregação de material de trabalho na ferramenta (Palbit PHD, 2014). As
propriedades deste revestimento devem-se em grande parte à elevada dureza vickers de 10 000
[HV0.05]. O processo de revestimento é realizado por deposição química e conduz a propriedades
físicas do revestimento semelhantes às do diamante em estado natural, tirando máximo proveito das
suas características de elevada dureza combinando-as com a geometria desejada da ferramenta de
corte. Dependendo da aplicação, este tipo de revestimento pode ter espessuras entre os 3 e 25 µm
(Palbit PHD, 2014).
Na Figura 3.3 encontra-se uma comparação das estruturas microscópicas dos revestimentos
micro e nano cristalinos. É bastante percetível que a introdução de um revestimento nano cristalino
produz uma superfície lisa e regular, capaz de resistir ao desgaste provocado por micro fraturas que
ocorram durante o processo de maquinagem, uma vez que o reduzido tamanho de grão do
revestimento atua como impedidor de propagação das falhas.
Em todos os ensaios, como recomendação da Palbit, foi utilizado um líquido lubrificante com a
designação QUAKERAL 370 KLG. Este líquido é uma microemulsão de elevado desempenho,
desenvolvida para operações de maquinagem exigentes, onde o acabamento superficial é um
requerimento imprescindível. É especialmente recomendado para a maquinagem de alumínio,
devendo ser utilizado em solução aquosa com uma percentagem de diluição de 6 a 10%.
Dureza
Percentagem em
Peso
Co TiC/WC TaC NbC WC
Mínimo - - - -
Máximo 7,00 1,00 0,90 0,10 Restante
Elementos
TRS (mínimo) ≥ 2900 N/mm²
Análise Química do Material de Substrato PH0910 (Carboneto de Tungsténio)
1725 ± 40 HV10
Densidade 14,60 ± 0,08 g/cm³
30
Figura 3.3 Comparação entre estruturas e propagação de falhas dos revestimentos micro e nano cristalinos. Em cima: revestimento micro cristalino; em baixo: revestimento nano cristalino. (Palbit PHD, 2014).
3.2 Material da Peça
Durante os ensaios, foi estudado o comportamento da ferramenta de corte em maquinagem de
dois tipos de ligas de alumínio, a liga alumínio zinco AW 7075-T6, e a liga alumino cobre AW 2030-T4,
detalhadas nos seguintes parágrafos.
As operações tradicionais de maquinagem, como torneamento e fresagem são facilmente
realizadas em ligas de alumínio. Devido à resistência mecânica destas ligas, inferiores às dos aços, a
maioria das máquinas ferramenta encontra-se adaptada para a maquinagem deste tipo de materiais.
Liga AW7075-T6 3.2.1
A liga de alumínio zinco AW 7075 possui a maior resistência mecânica de entre todas a ligas de
alumínio. Com a têmpera T6, esta liga apresenta uma tensão de cedência típica de 572 MPa, superior
à de muitos aços macios. Devido à sua elevada resistência mecânica, a liga AW7075 é utilizada em
estruturas sujeitas a elevadas tensões. As aplicações incluem acessórios aeronáuticos, engrenagens e
eixos de componentes mecânicos, componentes de artilharia militar, componentes de válvulas
reguladoras de pressão e componentes de mecanismos aerospaciais (Alcoa, 2010).
A liga AW7075 oferece boa maquinagem quando trabalhada com ferramentas de carbonetos
em tornos CNC, sendo recomendado o uso de quebra aparas. Segundo a Aluminum Association, esta
31
liga recebe a classificação “B” gerando aparas curvas e de fácil quebra. Em relação à qualidade das
superfícies maquinadas, a Aluminium Association refere que, dependendo obviamente da
ferramenta de corte e dos parâmetros aplicados, esta liga de alumínio facilmente reproduz
superfícies com excelente acabamento superficial. As definições de têmpera e a análise química da
liga encontram-se nas Tabela 3.2 e 3.3 (Alcoa, 2010).
Tabela 3.2 Designação e definição de têmpera T6 para a liga AW7075 (Alcoa, 2010).
Têmpera Padrão Definição de Têmpera
T6 Solubilizada e envelhecida artificialmente. Aplicada a produtos que não sofrem deformação plástica depois do tratamento térmico de solubilização ou nos quais o efeito do encruamento pode ser desprezado ao serem fixados os limites de propriedades mecânicas.
Tabela 3.3 Análise química da liga AW7075 (Alcoa, 2010).
Liga AW2030-T4 3.2.2
A liga Alumínio Cobre AW 2030 possui elevada resistência mecânica quando comparada com
alumínios macios, associada a excelentes propriedades de maquinagem que se traduzem em bons
acabamentos superficiais. Com a têmpera T4, esta liga apresenta uma tensão de cedência típica de
390 MPa. Devido à sua fácil maquinabilidade combinada com a resistência mecânica relativamente
elevada, esta liga é utilizada em aplicações de maquinagem que requerem soluções de elevada
resistência, como a indústria aeronáutica, componentes de válvulas, porcas e parafusos (Alcoa,
2010).
À semelhança da liga AW7075, a liga AW2030 recebe a classificação “B” segundo a Aluminum
Association, gerando aparas curvas e de fácil quebra, sendo aconselhado o uso de quebra aparas. Em
relação à qualidade das superfícies maquinadas, a Aluminium Association refere que, dependendo
obviamente da ferramenta de corte e dos parâmetros aplicados, esta liga de Alumínio, à semelhança
635 °C 476 °C Densidade 2,79 g/cm³
Percentagem
em Peso
Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn TiOutros
Cada
Outros
TotalAluminio
Mínimo - - 1,20 - 2,10 0,18 5,10 - - -
Máximo 0,40 0,50 2,00 0,30 2,90 0,28 6,10 0,20 0,05 0,15 Restante
Elementos
Análise Química da Liga 7075
Temperatura Liquidus Temperatura Solidus
32
da liga AW7075 facilmente reproduz superfícies com excelente acabamento superficial. As definições
de têmpera e a análise química da liga encontram-se nas Tabela 3.2 e 3.5 (Alcoa, 2010).
Tabela 3.4 Designação e definição de têmpera t4 para a liga AW2030 (Alcoa, 2010).
Têmpera Padrão Definição de Têmpera
T4 Solubilizada e envelhecida naturalmente em condições substancialmente estáveis. Aplicado aos produtos que não sofrem deformação plástica, depois do tratamento térmico de solubilização, ou nos quais o efeito do encruamento pode ser desprezado ao serem fixados os limites de propriedades mecânicas.
Tabela 3.5 Análise química da liga AW2030 (Alcoa, 2010).
Para ambos os materiais, os brutos de maquinagem foram fornecidos com forma cilíndrica, com
comprimento de 300 milímetros e diâmetro entre os 180 e 200 milímetros.
3.3 Avaliação do Desgaste
Tal como referido na secção 2.3.1, o desgaste de flanco apresenta diferentes zonas de formação
pelo que, para que se faça uma medição correta do desgaste efetivo da ferramenta, é necessário ter
um dispositivo que possibilite essa análise. Segundo a norma ISO 3685:1993, é recomendado o uso
de microscópio ou equipamento semelhante de aumento de imagem, equipado com uma mesa ou
outro dispositivo capaz de medir de coordenadas, de modo a obter medições precisas da dimensão
do desgaste de flanco. O equipamento utilizado para medição do desgaste ao longo de todos os
ensaios realizados, foi uma lupa binocular, com capacidade de ampliação de 40x, equipada com uma
mira microscópica numa das lentes binoculares e com uma mesa de medição de coordenas Figura
3.4. O registo fotográfico recolhido ao longo das várias medições de desgaste foi realizado uma
câmara de filmar acoplada à lupa binocular, que permite recolher imagens eletrónicas do objeto que
se está a estudar, diretamente para um computador. A mesa de medição de coordenas Figura 3.4 b),
possui dois micrómetros eletrónicos, que possibilitam o movimento em X e Y separadamente, com
resolução de 0.001 milímetros.
637 °C 507 °C Densidade 2,82 g/cm³
Percentagem
em Peso
Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn TiOutros
Cada
Outros
TotalAluminio
Mínimo - - 3,30 0,20 0,50 - - - - -
Máximo 0,80 0,70 4,50 1,00 1,30 0,10 0,50 0,20 0,10 0,30 Restante
Elementos
Análise Química da Liga 2030
Temperatura Liquidus Temperatura Solidus
33
De modo a poder medir mais fiavelmente o desgaste de flanco, decidiu-se construir um suporte
que fixasse a ferramenta de corte durante as medições. Este suporte foi construído de modo a que o
desgaste da ferramenta ficasse o mais possível na direção da lupa binocular, de modo a que toda da
aresta de corte afetada pelo contacto da ferramenta com o material de ensaio, e portanto com
desgaste, ficasse exposta à lente da lupa binocular. Fez-se então um suporte inclinado, como mostra
na Figura 3.4 c), para expor a zona lateral da aresta de corte. Para fixar corretamente a ferramenta
de corte, o suporte inclui um sistema de fixação através de um parafuso que prende a ferramenta de
corte no suporte.
Figura 3.4 equipamento de medição de desgaste. a) lupa binocular com câmara de filmar no topo; b) mesa de medição de coordenadas; c) suporte da ferramenta de corte (sistema de fixação por parafuso do lado esquerdo da figura e a ferramenta fixada ao centro).
Ao longo dos ensaios, de modo a recolher informação sobre o desgaste da ferramenta de corte
ao longo de um determinado período de tempo, elaborou-se uma folha de registo onde se
apontavam todas as medições realizadas, assim como o momento em que o ensaio foi interrompido
para se proceder à remoção e medição da ferramenta de corte. Um exemplo dessa folha encontra-se
no anexo A.
3.4 Avaliação das Forças de Corte
Durante os ensaios realizados ao longo de toda a dissertação, procedeu-se à recolha de
informação referente às forças de corte envolvidas durante o processo. O objetivo desta recolha de
dados, é entender quais as variações que os valores das forças de corte sofrem com a mudança de
variáveis do processo, tais como velocidade de corte, avanço, material da ferramenta de corte,
material de trabalho e aumento do desgaste de flanco da ferramenta de corte.
34
Para se realizar essa recolha de dados, utilizou-se um sensor dinamómetro piezoelétrico de três
componentes (X, Y, Z) da marca Kistler, com a referência KISTLER type 9121 – 3 component
toolholder dynamometer.
Este sensor funciona como apoio do suporte da ferramenta de corte, fazendo a interface entre o
suporte e a máquina-ferramenta CNC. O dinamómetro consiste em quatro sensores de três
componentes fixados sob elevadas pré-cargas entre duas placas de metal. Cada sensor contém três
pares de placas de quartzo, cada um sensível a uma determinada direção, X, Y e Z. As forças de corte
são assim medidas sem praticamente nenhum desvio (Kistler, 2005).
Durante o ensaio, cada sensor do dinamómetro recebe a informação das forças de corte,
convertendo-a em três cargas elétricas distintas. Em seguida, o sinal terá que ser amplificado para
que possa ser lido pela placa de aquisição de sinal. Deste modo, o sinal elétrico proveniente do
dinamómetro entra num amplificador de sinal, que o amplifica para o potencial elétrico requerido
pela placa de aquisição. Este sinal é então transmitido à placa de aquisição, que o converte em
valores de força e o conecta ao computador com o software LabView, de modo a que o operador
possa analisar a informação em tempo real. Na Figura 3.5 encontra-se um esquema de todas as
ligações e aparelhos envolvidos no sistema de aquisição dos valores das forças envolvidas no
processo de corte.
35
Figura 3.5 a) Esquema da instrumentação utilizada para a medição das forças de corte; b) dinamómetro piezoelétrico; c) amplificador de sinal; d) placa de aquisição de sinal.
Um esquema da direção e sentido das forças de corte medidas pelo dinamómetro é
apresentado na Figura 3.6.
Figura 3.6 direção e sentido das forças medidas pelo dinamómetro piezoelétrico
3.5 Plano de Ensaios
De modo a monitorizar e analisar o comportamento das ferramentas de corte nos diferentes
tipos de materiais, foi desenvolvido um plano de ensaios. Todos os ensaios foram realizados no torno
CNC Gildemeister CTX 400 Serie 2, presente no laboratório da Secção de Tecnologia Mecânica do
Instituto Superior Técnico, Figura 3.7.
Figura 3.7 Torno CNC Gildemeister CTX 400 Serie 2.
Para iniciar os ensaios, foi necessário desenvolver um método de análise do contacto entre a
ferramenta de corte e o material de maquinagem. Deste modo, procurou-se encontrar um modo
eficaz de promover o desgaste da ferramenta de corte, reproduzindo as condições de trabalho
36
normais para esta ferramenta de corte, ao mesmo tempo que se tem em conta a gestão eficaz dos
recursos disponíveis, de modo a maximizar o número de ensaios possíveis de realizar de acordo com
as limitações inerentes ao processo, tais como a quantidade de material disponível para os ensaios e
as limitações da máquina-ferramenta CNC utilizada. Assim sendo, optou-se pela realização de ensaios
em desbaste longitudinal, utilizando-se apenas metade da aresta de corte disponível da ferramenta
de corte, como ilustrado esquematicamente na Figura 3.8.
Figura 3.8 Esquema do contacto Ferramenta-Material nos ensaios realizados.
Estando escolhido o método de ensaiar a ferramenta de corte, torna-se necessário
desenvolver o programa NC que descreve as trajetórias realizadas pela ferramenta durante os
ensaios. O desenvolvimento do programa foi realizado através do software MasterCam, que
proporciona a integração da programação associada à produção, CAM – computer aided
manufacturing, com as restantes fases de projeto de componentes, nomeadamente a modelação
CAD – computer aided design, sendo um software de designação CAD/CAM (Zhang and Alting, 1994).
Um exemplo deste program é apresentado no Anexo B.
Devido à incerteza existente em relação ao comportamento do objeto de estudo em diferentes
condições de corte, a escolha de parâmetros para um novo ensaio foi realizada a partir dos
resultados obtidos no ensaio anterior, e assim sucessivamente. Apresenta-se em seguida o plano de
todos os ensaios realizados.
Tabela 3-6 Ensaios para ferramenta não revestida - liga AW7075.
Ensaio nº Vc [m/min] Ap [mm] Fn [mm/rot]
1 800 1,5 0,15
2 1000 1,5 0,30
3 1200 1,5 0,30
4 2000 1,5 0,15
5 2500 1,5 0,15
6 2000 1,5 0,3
37
Tabela 3-7 Ensaios para ferramenta revestida - liga AW7075.
Ensaio nº Vc [m/min] Ap [mm] Fn [mm/rot]
1R 2600 1,5 0,15
2R 2900 1,5 0,15
Tabela 3-8 Ensaios para ferramenta não revestida - liga AW2030.
Ensaio nº Vc [m/min] Ap [mm] Fn [mm/rot]
1 2000 1,5 0,15
2 2300 1,5 0,15
3 2300 1,5 0,3
38
4 Discussão de Resultados
O conhecimento detalhado do comportamento de uma ferramenta de corte é tanto mais
importante quanto maior for a competitividade da indústria onde se insere, uma vez que uma
pequena alteração dos parâmetros de corte num determinado processo, conduz a ganhos ou perdas
que podem determinar o grau de competitividade de uma empresa.
Devido ao elevado grau de exigência que regula o mercado desta indústria, as empresas
produtoras de ferramentas de corte tencionam estar no mais avançado grau de desenvolvimento de
produto, de modo a poderem oferecer vantagens que superem as necessidades do cliente. Esta
competitividade consegue-se não só a partir da introdução de novos produtos, mas também a partir
da geração de conhecimento que possibilite a inovação num determinado aspeto.
Este capítulo desenvolve-se em torno do estudo realizado às características do desempenho de
uma ferramenta de corte, com o objetivo de determinar as suas condições de trabalho ideais. O
trabalho desenvolvido através de uma parceria entre o Instituto Superior Técnico e a Palbit,
pretendeu estudar os parâmetros operativos de uma ferramenta de corte de torneamento, que
conduzem ao tempo de vida de 15 minutos segundo os critérios definidos pela norma ISO 3685:1993
estudados na secção 2.4.2 da presente dissertação.
O estudo foi realizado à ferramenta apresentada na secção 3.1, nas suas vertentes revestida
(SP3 – nano cristalino diamante) e em substrato (PH0910 – metal duro), aplicada a dois tipos
diferentes de ligas de alumínio, AW7075-T6 e AW2030-T4 descritas na secção 3.2. O estudo do
tempo de vida da ferramenta pretendeu também compreender de que modo os diferentes
parâmetros de corte influenciam isoladamente o mesmo tempo de vida da ferramenta, assim como
o valor das forças de corte envolvidas no processo. Determinou-se também para cada um dos casos
estudados a equação de tempo de vida que descreve a evolução do valor de tempo de vida da
ferramenta, aplicando os conhecimentos desenvolvidos por Taylor.
4.1 Geometria da Apara
Para iniciar o estudo da ferramenta de corte, importa realizar uma análise cuidada ao tipo de
apara formada nas diferentes condições de corte, e como varia a sua forma com a variação desses
parâmetros que as definem. É importante relembrar que o controlo do tipo de apara formada é um
dos aspetos de maior interesse na otimização dos processos de maquinagem. O controlo da apara é
utilizado na indústria como um indicador da qualidade do corte que está a ser realizado, servindo
39
também como indicador do estado da aresta de corte da ferramenta. Como se viu na secção 2.1.1, o
aumento da velocidade de corte promove uma maior continuidade da apara, uma vez que o seu
mecanismo de formação tende para o mecanismo teórico, proposto pela teoria do corte ortogonal,
com a apara a formar-se no plano de corte ideal para um ângulo de corte mais elevado e menores
distorções. Deste modo a apara formada não é fragmentada, sendo denominada por apara contínua
regular, como estudado na secção 2.2, saindo enrolada em forma de fita. Apesar de este mecanismo
de formação da apara ser aquele que se pretende ter, uma vez que é indicador de que o corte está a
ser efetuado em condições ótimas de trabalho, apresenta alguns inconvenientes, uma vez que:
É perigoso para o operador, devido à sua elevada velocidade de saída e às suas arestas
afiadas;
Pode enrolar-se na peça ou na ferramenta, podendo danificar as mesmas;
Pode originar avarias nos diversos órgãos da máquina-ferramenta;
Origina a interrupção do processo para a sua remoção, o que levanta questões de
otimização económica.
Para eliminar este problema, utilizam-se quebra aparas. Atualmente os quebra aparas
encontram-se embutidos na geometria da ferramenta de corte, fazendo parte integrante da mesma.
São identificados através da existência de cavidades na face de ataque da ferramenta, servindo estas
para obrigar a apara a curvar-se sobre si própria, de modo a que quebre. Deste modo, é possível
trabalhar nas condições ótimas de trabalho sem que se tenham os problemas referidos
anteriormente. Cada uma destas geometrias de quebra aparas possui um campo de aplicação
específico. Este campo de aplicação é geralmente definido num diagrama de profundidade por
avanço, estabelecido experimentalmente, para cada geometria e material da peça, pela análise da
forma de apara formada para cada par de condições de corte.
Janela Operativa 4.1.1
De modo a definir o campo de utilização ótimo das características do quebra-aparas da
ferramenta de corte estudada, realizaram-se um conjunto de passagens de desbaste longitudinal,
onde se foram variando a profundidade de corte e o avanço por rotação. De seguida procedeu-se à
recolha da apara formada em cada uma dessas combinações de parâmetros para futuro registo
fotográfico. Com as fotografias recolhidas definiu-se o diagrama apresentado na Figura 4.1.
40
Figura 4.1 Diagrama profundidade de corte vs avanço. critério para definir o campo de aplicação do quebra-aparas da ferramenta de corte GP0600E300-N02-NP liga AW7075.
É importante referir que, ao contrário do que acontece com tempo de vida da ferramenta, a
velocidade de corte não desempenha um papel fundamental na forma da apara. Deste modo, uma
vez que este parâmetro não é estudado neste ponto do trabalho, decidiu-se utilizar uma velocidade
constante de 1400 m/min para a realização de todo o diagrama, uma vez que é uma velocidade
suficientemente elevada para poder avaliar este tópico, permitindo fazer uma gestão económica do
material disponível através da otimização da velocidade de rotação da máquina-ferramenta CNC
utilizada.
Analisando o diagrama, verifica-se que para avanços inferiores a 0.1 mm/rot, o quebra-aparas
não funciona, saindo a apara em forma de novelo, enrolando-se sob si própria. O mesmo acontece
41
para profundidades de corte reduzidas, inferiores a 0.25 mm. Este fenómeno ocorre por não haver
espessura suficiente da apara para que esta se possa quebrar com o efeito do quebra aparas. Deste
modo, conclui-se que o quebra aparas funciona a partir destes valores de profundidade e avanço,
respetivamente.
Analisando o diagrama para valores superiores aos referidos anteriormente, verifica-se que a
apara já se encontra fragmentada quando sai da ferramenta de corte. Pela análise das figuras do
diagrama, consegue-se observar que há semelhanças entre as aparas com o mesmo valor de avanço,
sendo que a sua forma varia principalmente com o variar deste parâmetro. A variação do valor da
profundidade de corte também apresenta algumas alterações na forma da apara, não sendo esta
diferença tão notória como no caso do avanço.
Numa tentativa de determinar os limites máximos de utilização do quebra-aparas, estendeu-se a
análise do diagrama até avanços de 1mm/rot e profundidades de corte de 3 mm. Como se pode
verificar através da sua análise, o quebra aparas continua a funcionar com estes parâmetros de
corte. Verifica-se que a apara continua a sair fragmentada, apesar dos parâmetros
extraordinariamente elevados. Por questões de segurança, tanto dos operadores como da própria
máquina-ferramenta, decidiu-se não prosseguir com os testes para valores mais elevados de
parâmetros, sendo que os valores testados são suficientemente elevados para qualquer tipo de
aplicação da ferramenta de corte.
42
Influência dos Materiais 4.1.2
Uma vez que na presente dissertação se utilizam dois materiais de trabalho diferentes e dois
tipos de revestimentos da ferramenta de corte, tentou-se determinar se a alteração destes
parâmetros surte algum efeito na forma da apara. Para tal, testaram-se algumas combinações de
profundidade e avanço para diferentes materiais e revestimentos de modo a comparar os resultados
obtidos. Determinou-se por análise experimental que para ambos os casos, ligas de alumínio
AW7075-T6 e AW2030-T4, e ferramentas de corte com substrato PH0910 – metal duro; e
revestimento SP3 – nano cristalino diamantado, não há qualquer diferença apreciável no que consta
à forma da apara. A título de exemplo mostram-se na Figura 4.2 algumas comparações registadas.
Figura 4.2 Comparação de Aparas: a) velocidade de corte=1400 m/min fn=0.4 mm/rot ap=2 mm: a1) ferramenta sem revestimento (substrato ph010); a2) ferramenta com revestimento sp3; b) velocidade de corte=1400m/min fn=0.15 mm/rot ap= 1.5 mm: b1) liga de alumínio aw7075-t6; b2) liga de alumínio AW2030-T4.
Influência do Desgaste da Ferramenta 4.1.3
Ao longo dos ensaios para avaliar o desempenho da ferramenta de corte e o consequente
tempo de vida da mesma, verificou-se que em certos casos, a forma da apara é diferente do início
43
para o fim do ensaio. Enquanto nos instantes iniciais do ensaio o quebra aparas funciona
perfeitamente e a apara é fragmentada, ao longo do ensaio esta tornava-se mais longa,
fragmentando-se em partes maiores. Na Figura 4.3 encontram-se duas imagens com essa
comparação.
Figura 4.3 Comparação entre aparas no inicio a) e no fim b) do ensaio.
Este fenómeno não ocorre em todos os ensaios, mas apenas naqueles em que o avanço por
rotação é menor. Uma justificação para a causa deste facto é que o desenvolvimento do desgaste de
flanco junto à aresta de corte altera a geometria da ferramenta, formando uma nova aresta de corte,
como se pode verificar na Figura 4.4. Esta alteração de geometria, conduz a uma alteração na forma
como funciona o quebra-aparas. Deste modo, para avanços reduzidos, inferiores a 0.2 mm/rot, a
alteração da geometria da aresta de corte é suficiente para que o quebra-aparas deixe de funcionar
corretamente.
Figura 4.4 Nova aresta de corte ao fim de algum tempo de maquinagem.
Este fenómeno deixa de se verificar para avanços maiores que 0.2 mm/rot, uma vez que o
desgaste de flanco nunca atinge uma dimensão suficientemente elevada que possa surtir algum
efeito na forma da apara.
Com este estudo experimental da forma da apara, determinou-se o campo de aplicação do
quebra aparas para a ferramenta estudada. Determinou-se também que não existe qualquer relação
44
apreciável entre o material de trabalho e a forma da apara. O mesmo acontece para o revestimento
da ferramenta. De salientar que estes resultados são válidos para esta combinação de materiais, não
sendo os mesmos transmutáveis para outro tipo de materiais e ferramentas de corte.
45
4.2 Desgaste da ferramenta
Em seguida, tratar-se-á toda a informação relativa aos ensaios realizados, em todas as vertentes
de parâmetros estudadas, tentando mostrar de que modo o revestimento da ferramenta de corte e
o material de trabalho influenciam o tempo de vida das ferramentas estudadas.
Influência do revestimento da ferramenta. 4.2.1
O primeiro objeto de estudo deste trabalho é a avaliação do desempenho da ferramenta de
corte GP0600E300-N02-NP na vertente de substrato PH0910 – metal duro (sem revestimento),
quando em maquinagem no alumínio da série AW 7075-T6. Para iniciar os ensaios experimentais,
após todo o desenvolvimento do aparato experimental estar estabelecido, escolheram-se os
parâmetros de corte fornecidos pela Palbit, apresentados na tabela 3.6, designados como ensaios 1,
2 e 3Error! Reference source not found.. Com estes ensaios, pretendia-se conhecer, através de uma
abordagem prática, qual o comportamento da ferramenta de corte para estes parâmetros, assim
como determinar qual seria a gama de valores dos parâmetros de corte que corresponderiam ao
tempo de vida desejado da ferramenta.
Os resultados obtidos a partir da medição do desgaste das ferramentas utilizadas em cada um
dos ensaios, são apresentados no gráfico da Figura 4.5. Ao longo das medições efetuadas, verificou-
se que a evolução do desgaste de flanco é bastante homogénea, não apresentando regiões onde
este evolui mais rapidamente. Assim sendo, decidiu-se que o critério de fim de vida a utilizar seria a
medição do desgaste médio, VB, sendo o tempo de vida da ferramenta definido no instante em que
o desgaste atingisse a dimensão de 0.3 mm, como definido pela norma ISO 3685:1993.
Como se observa através da análise do gráfico da Figura 4.5, os ensaios foram realizados
durante aproximadamente 20 a 30 minutos, período de tempo ao fim do qual se procedeu à sua
interrupção, uma vez que para este tempo de maquinagem, o valor do desgaste era inferior a um
terço do valor requerido pelo critério definido pela norma, (0.3 mm). Deste modo, para promover
uma gestão eficaz do material a maquinar disponível (varões de alumínio), determinou-se a
interrupção dos ensaios quando estes não apresentassem valores que se esperassem satisfatórios
durante um período de tempo próximo do requerido. Ainda assim, é possível estimar qual o tempo
de vida das ferramentas através de uma extrapolação dos valores obtidos experimentalmente.
46
Figura 4.5 Gráfico de tempo de vida vs desgaste de flanco da ferramenta nos ensaios 1, 2 e 3, legenda do gráfico: nome (material; velocidade de corte; profundidade de corte, avanço por rotação).
Deste modo, verifica-se que para o ensaio nº 1, o tempo de vida da ferramenta estimado é de
95 minutos, para o nº 2 de 72 minutos e para o ensaio nº 3, o tempo será de aproximadamente 50
minutos. A partir da comparação dos valores recolhidos nestes ensaios, é possível determinar que o
aumento dos parâmetros de corte afeta o tempo de vida da ferramenta, na medida em que para
valores superiores de velocidade de corte e avanço por rotação, o tempo de vida da ferramenta
diminui. Observa-se também, que a evolução do desgaste ao longo do tempo de maquinagem evolui
de acordo com os gráficos apresentados na secção 2.3.4, com uma evolução exponencial nos
primeiros momentos de maquinagem, atingindo posteriormente um patamar de evolução linear.
Observa-se também que o tempo de vida estimado é progressivamente inferior com o aumento
do valor da velocidades de corte. Este facto indicia que o papel da velocidade de corte é aquele com
maior preponderância no que alude ao tempo de vida da ferramenta, sendo tanto mais influente
quanto maior for o seu valor.
A partir das observações realizadas à face de ataque e à face de saída da ferramenta de corte,
foi também possível avaliar certas características do processo em causa. Na Figura 4.6, observa-se a
face de saída e a face de ataque da ferramenta de corte utilizada no ensaio nº 3, ao fim de 30
minutos de maquinagem. Como se pode verificar, a evolução do desgaste é bastante uniforme ao
longo da aresta de corte, razão pela qual, como foi dito anteriormente, foi utlizado o critério do
desgaste de flanco médio de 0.3 mm para definir o tempo de vida da ferramenta. No entanto,
observa-se que junto à zona de desgaste, aparece uma película de alumina, proveniente do material
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
VB
[m
m]
Tempo de maquinagem [min]
E1 GP0600E300-N02-NP (AW7075; 800; 1.5; 0.15)
E2 GP0600E300-N02-NP (AW7075; 1000; 1.5; 0.30)
E3 GP0600E300-N02-NP (AW7075; 1200; 1.5; 0.30)
47
maquinado que fica soldada à face de saída da ferramenta. Esta película pode ser facilmente
confundida com desgaste, podendo dar medições de dimensões erradas do desgaste de flanco.
Verificou-se após uma análise detalhada às várias arestas de corte ensaiadas, que é possível
distinguir claramente as duas regiões uma vez que estas apresentam colorações e brilhos diferentes
sendo facilmente identificada a fronteira entre ambas. Este fenómeno ocorre também na face de
ataque da ferramenta, como se verifica na Figura 4.6 b) onde se consegue observar o desgaste de
flanco e a película de alumina adjacente de um ponto de vista superior da ferramenta.
Figura 4.6 Desgaste da ferramenta de corte no ensaio 3, tempo 30 minutos: a) face de saída da ferramenta; b) face de ataque da ferramenta.
Tendo terminado a análise dos resultados obtidos a partir da realização dos ensaios 1, 2 e 3, e
determinado que os mesmos não eram satisfatórios tendo em conta o objetivo definido, decidiu-se
prosseguir o estudo com a realização dos ensaios apresentados na tabela 3.6, designados por ensaios
3, 4 e 5. De modo a prever mais eficazmente qual seriam os parâmetros que corresponderiam as
exigências requeridas pela Palbit, decidiu-se aumentar a velocidade de corte para valores duas vezes
superiores aos utilizados nos ensaios anteriores.
Na escolha dos ensaios e dos seus parâmetros, teve-se sempre em consideração a gestão eficaz
dos recursos disponíveis para a sua realização. Assim, decidiu-se manter a profundidade de corte
inalterada em todos os ensaios. Esta escolha teve em conta a reduzida influência que este parâmetro
tem no tempo de vida da ferramenta, em comparação com a velocidade de corte e o avanço.
Segundo a bibliografia consultada, este parâmetro tem apenas uma influência de 2% em comparação
com os restantes, no tempo de vida da ferramenta (Child et al, 2000).
Os objetivos deste conjunto de ensaios repartem-se em identificar qual a combinação de
parâmetros que conduz ao tempo de vida de 15 minutos definido pela Palbit, e avaliar qual o efeito
que cada um dos parâmetros tem nesse tempo de vida. Desse modo, decidiu-se isolar o efeito de
cada um dos parâmetros utilizados, de modo a estudar sem qualquer interferência qual a
consequência que este tem no tempo de vida da ferramenta.
48
Os resultados obtidos a partir da medição do desgaste das ferramentas utilizadas em cada um
dos ensaios, são apresentados no gráfico da Figura 4.7. A evolução do desgaste de flanco, VB, segue
uma tendência de crescimento linear ao longo do tempo de maquinagem. Esta evolução vai de
encontro ao estabelecido na norma, uma vez que é esperado que com o aumento da velocidade de
corte, a evolução do desgaste deixe de apresentar as três regiões características, estudadas na
secção 2.3.4.
Verifica-se eficazmente que, com o aumento da velocidade de corte, o tempo de vida da
ferramenta aproxima-se cada vez mais dos resultados pretendidos. No caso do ensaio nº 6, com
velocidade de corte de 2000 m/min e avanço de 0.30 mm/rot, o tempo de vida da ferramenta situa-
se nos 16 minutos, portanto muito próximo do objetivo procurado, podendo-se considerar que este
foi atingido.
Figura 4.7 Gráfico de tempo de vida vs desgaste de flanco da ferramenta nos ensaios 4, 5 e 6
A partir destes ensaios é também possível avaliar a influência que a velocidade de corte e o
avanço por rotação têm no tempo de vida da ferramenta, separadamente. Tendo por referência o
ensaio nº 4, observa-se que o tempo de vida da ferramenta é de aproximadamente 18 minutos.
Comparando-o com o ensaio nº 5, onde houve um aumento de 25% no valor da velocidade de corte,
dos 2000 para os 2500 m/min, e o avanço por rotação manteve-se constante, nota-se que o tempo
de vida da ferramenta sofreu um decréscimo de 44% caindo para dos 18 para os 10 min. Por outro
lado, no ensaio nº 6 onde a velocidade de corte se manteve constante enquanto o avanço por
rotação sofreu um aumento de 100%, dos 0.15 para os 0.30 mm/rot, o tempo de vida da ferramenta
apenas sofreu um decréscimo de 11% para os 16 minutos.
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
VB
[m
m]
Tempo de Vida [min]
E5 GP0600E300-N02-NP (AW7075; 2500; 1.5; 0.15)
E4 GO0600E300-N02-NP (AW7075; 2000; 1.5; 0.30)
E6 GP0600E300-N02-NP (AW7075; 2000; 1.5; 0.15)
49
Organizando a informação de todos os ensaios num só gráfico, apresentado na Figura 4.8, é
possível analisar a evolução do tempo de vida da ferramenta com o aumento da velocidade de corte,
comparando quais as alterações sofridas quando se altera o avanço por rotação. Conclui-se que a
gama de velocidades de corte para as quais o tempo de vida da ferramenta se situa nos 15 minutos,
encontra-se entre os 1900 e os 2250 m/min, sendo que o avanço por rotação alterará estes valores
ligeiramente, uma vez que a influência da velocidade de corte é predominante na evolução do
desgaste da ferramenta e, consequentemente no seu tempo de vida, sendo responsável por 90% das
alterações registadas, em comparação com os 8% atribuídos ao avanço por rotação.
Na Figura 4.8 encontra-se também a comparação dos resultados reais, obtidos
experimentalmente, com a equação de Taylor. A equação de Taylor para este caso, foi desenvolvida
tendo em conta a bibliografia e os resultados experimentais recolhidos, sendo apresentada na
equação 4.1.
(4.1)
Com e , de modo a que a evolução do tempo de vida da ferramenta
fique descrita apenas em função da velocidade de corte.
Figura 4.8 Gráfico velocidade de corte vs tempo de vida; comparação entre avanços de 0.15 e 0.3 mm/rot e equação de Taylor.
Da análise realizada à comparação dos gráficos, verifica-se que os resultados experimentais
seguem a tendência da equação de Taylor definida para este caso, sendo os seus valores tanto mais
próximos quanto maior for o valor da velocidade de corte. Por outro lado, para velocidades mais
reduzidas, a diferença entre os valores reais e teóricos é cada vez maior, sendo uma provável razão
0
50
100
150
200
250
300
750 1250 1750 2250 2750 3250
Tem
po
de
Vid
a [m
in]
Velocidade de Corte [m/min]
PH910 - AW7075-T6; fn=0.15 mm
PH910 - AW7075-T6; fn=0.3 mm
Power ( PH910 - AW7075-T6 Taylor)
50
para este fenómeno, o erro associado às previsões realizadas por extrapolação, para determinar o
tempo de vida da ferramenta para estes ensaios. Apesar da existência desta discrepância de valores,
esta pode ser desprezada uma vez que a gama de valores de velocidade de corte os quais a
ferramenta de corte deve funcionar, encontra-se abrangida pela zona onde a equação de Taylor se
aproxima dos valores reais, obtidos experimentalmente.
Analisando as imagens recolhidas da aresta de corte da ferramenta, apresentadas na Figura 4.9,
verifica-se que a sua evolução em termos de geometria não difere com a alteração dos parâmetros
estudados, uma vez comparada com as ferramentas utilizadas nos ensaios anteriores. Verifica-se no
entanto que, com o aumento da velocidade de corte, a quantidade de alumina depositada na aresta
de corte aumenta consideravelmente. Como se pode ver na Figura 4.9 a), existe uma grande
quantidade de material que fica retido na aresta de corte, cobrindo-a por completo. No entanto
apenas a zona junto ao desgaste de flanco se encontra soldada à ferramenta, como se verifica na
Figura 4.9 b) após ser retirado o excesso de material depositado.
Figura 4.9 Desgaste da ferramenta de corte ph0910 no ensaio 4: a) face de saída com película de alumina completa; b) face de saída com película de alumina removida; c) pormenor do desgaste de flanco; d) face de ataque
51
No gráfico da Figura 4.10, observam-se todas as linhas de evolução do desgaste de flanco em
função do tempo de vida da ferramenta, dos ensaios realizados à ferramenta de corte na sua
vertente de substrato PH0910 (sem revestimento) quando em maquinagem da liga de alumínio da
série AW7075-T6. Verifica-se que para todos os casos, com o aumento do tempo de maquinagem, o
desgaste de flanco aumenta linearmente, sendo que o declive dessa linha depende dos parâmetros
de corte associados a cada ensaio, sendo afetada primordialmente pela velocidade de corte. Como
dito anteriormente, é a velocidade de corte o principal parâmetros responsável pela evolução do
desgaste da ferramenta e, consequentemente da alteração do tempo de vida da ferramenta.
Figura 4.10 Gráfico tempo de vida vs vb. comparação de todos os ensaios realizados à ferramenta de corte se revestimento
Ao longo de todos os ensaios realizados, procedeu-se à recolha do valor das forças de corte
envolvidas em cada processo de maquinagem. Esta recolha tem o objetivo de descobrir qual a gama
dos valores das forças envolvidas nos ensaios, e estudar de que maneira a alteração dos parâmetros
de corte influencia as mesmas. Como descrito na secção 3.5, o equipamento utilizado permite a
medição de três componentes das forças de corte, orientadas segundo o referencial X, Y e Z da Figura
3.6.
Na Figura 4.11, encontram-se as medições de força, recolhidas para três valores diferentes de
velocidade de corte. A evolução das forças de corte depende em primeiro lugar do desgaste
acumulado na aresta de corte da ferramenta. Como se pode verificar pela análise dos diferentes
gráficos, X, Y e Z, em todos eles a evolução das forças de corte ocorre no sentido crescente, com o
aumento do desgaste de flanco.
0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
0.30
0.35
0 5 10 15 20 25 30 35 40
VB
[m
m]
Tempo de maquingem [min]
GP0600E300-N02-NP (AW7075;2000; 1.5, 0.15)
GP0600E300-N02-NP (AW7075;1200; 1.5; 0.15)
GP0600E300-N02-NP (AW7075; 1000; 1.5; 0.15)
GP0600E300-N02-NP (AW7075; 800; 1.5; 0.15)
GP0600E300-N02-NP (AW7075; 2500; 1.5; 0.15)
GP0600E300-N02-NP (AW7075; 2000; 1.5; 0.30)
52
Analisando cada uma das componentes detalhadamente, é claramente visível que das três
componentes de força medidas, aquela que compreende valores mais elevados é a componente,
também designada por componente tangencial ou força de corte principal. Este facto é previsível,
uma vez que é neste sentido que a ferramenta “encontra” o material e o processo de corte se gera,
sendo portanto responsável pela geração das duas novas superfícies formadas. Em comparação com
os valores da componente Z das forças, as componentes X e Y apresentam valores em média 50%
mais reduzidos.
Figura 4.11 Evolução das forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB, para as velocidades 1200, 2000, e 2500 m/min. material da ferramenta: PH0910 material de trabalho: AW7075-T6.
Embora com estes gráficos se tente compreender qual o efeito da velocidade de corte no valor
das forças de corte, os resultados obtidos são inconclusivos uma vez que não há uma tendência clara
de evolução das forças com este parâmetro. Este facto pode ser explicado por ser a espessura da
apara o principal responsável pelo valor das forças de corte. Deste modo, para perceber qual o efeito
que a secção da apara tem neste fenómeno, sendo a mesma definida principalmente pelo valor do
avanço por rotação e profundidade de corte, encontram-se na Figura 4.12 os gráficos das três
componentes das forças de corte, para dois valores de avanço diferentes e mesma velocidade de
corte.
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Z
[N]
VB [mm]
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Y
[N]
VB [mm]
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a X
[N
]
VB [mm]
53
Figura 4.12 Evolução das forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB, para a velocidade de 2000 m/min e avanço por rotação de 0.15 e 0.30 mm. material da ferramenta: PH0910 material de trabalho: AW7075-T6.
Analisando os gráficos, observa-se que na componente Z da força, o aumento do avanço traduz-
se num aumento substancial da força de corte. Esta tendência observa-se também na componente Y
da força, uma vez que esta se encontra no sentido do avanço da ferramenta, sendo normal verificar
que o aumento do avanço por rotação se traduza no aumento da força associada a este movimento.
No caso da componente X da força de corte, esta tendência não se verifica, havendo uma inversão
dos valores obtidos nas restantes componentes.
Estando terminado o estudo da ferramenta na vertente de substrato PH0910 (sem
revestimento), foi elaborado um novo conjunto de ensiaos de modo a avaliar o efeito que o
revestimento tem no tempo de vida ferramenta. Como analisado na secção 2.2.1, o revestimento
numa ferramenta tem o propósito de melhorar as características que afetam o seu desempenho,
tendo grande influência no tempo de vida da mesma. Como analisado na secção 3.1, neste trabalho é
estudado o revestimento nano cristalino de diamante SP3, desenvolvido pela Palbit.
À semelhança dos ensaios anteriores, o objetivo deste estudo é avaliar o conjunto de
parâmetros que conduzam a um tempo de vida da ferramenta de 15 minutos, mas também
compreender quais os benefícios que resultam da introdução do revestimento SP3 na ferramenta de
corte. Tendo em conta a informação previamente conhecida acerca dos melhoramentos previstos
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Z
[N]
VB [mm]
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Y
[N]
VB [mm]
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a X
[N
]
VB [mm]
54
pela introdução do revestimento na ferramenta de corte, decidiu-se utilizar os parâmetros da tabela
3.7 para realizar os ensaios.
A escolha dos parâmetros teve em conta a previsão esperada de que, em comparação com a
ferramenta sem revestimento, a gama de velocidades que conduzem ao mesmo tempo de vida para
uma ferramenta revestida é de aproximadamente duas vezes o valor do tempo de vida da não
revestida. Assim sendo, as velocidades escolhidas dever-se-iam situar entre os 4000 a 5000 m/min.
No entanto, duas questões se levantam. Em primeiro lugar, e como referido anteriormente, a
realização dos ensaios encontra-se limitada pelos recursos existentes, tanto a nível de material como
de capacidade da máquina-ferramenta. Deste modo, a título do exemplo, para manter uma
velocidade de corte de 4000 m/min num bruto de maquinagem com 200 mm de diâmetro inicial, a
velocidade de rotação do torno CNC teria que ser de aproximadamente 6366 rotações por minuto
(rpm), isto apenas para a primeira passagem de desbaste longitudinal, velocidade necessariamente
mais elevada à medida que o diâmetro do material maquinado diminui. Este cálculo é facilmente
realizado através da equação 4.2.
(4.2)
Onde representa a velocidade de rotação e representa o raio do material a maquinar. Uma
vez que a velocidade de rotação do torno CNC se encontra limitada a 5000 rotações por minuto, é
fácil compreender que um ensaio nesta gama de velocidades se torna impossível.
Em segundo lugar, as máquinas CNC disponíveis no mercado têm velocidades de rotação
máxima bastante semelhantes às do torno CNC utilizado neste estudo. Deste modo, salvo raras
exceções, não se realizam operações de maquinagem em tornos CNC com velocidades de corte
superiores a 3000 m/min, assim, o estudo da ferramenta pode ser realizado nessa gama de valores,
sem por em causa possíveis utilizações da ferramenta em estudo.
Tendo em conta os resultados obtidos nos ensaios anteriores, realizados à ferramenta sem
revestimento, que mostraram a reduzida influência do avanço, quando comparado com a velocidade
de corte, no tempo de vida da ferramenta, foi também decidido não alterar este parâmetro no
estudo da ferramenta revestida.
Os resultados obtidos a partir da medição do desgaste das ferramentas utilizadas em cada um
dos ensaios, são apresentados no gráfico da Figura 4.13. A evolução do desgaste de flanco, VB, é
bastante semelhante à experienciada nos ensaios anteriores, seguindo uma tendência de
crescimento linear ao longo do tempo de vida da ferramenta.
55
Figura 4.13 Gráfico VB vs tempo de vida para os ensaios realizados para a ferramenta com revestimento SP3 com alumínio série AW7075-T6
Como se observa através da comparação das duas linhas de tendência apresentadas, com o
aumento da velocidade de corte o tempo de vida das ferramentas diminui. Para o caso do ensaio
com velocidade de corte de 2600 m/min, o tempo de vida estimado é de 92 minutos, enquanto para
o ensaio com velocidade de corte de 2900 m/min o tempo de vida esperado é de aproximadamente
68 minutos. Em termos percentuais, um aumento de 11.5% da velocidade de corte conduz a uma
redução de 23% do tempo de vida da ferramenta. Importa lembrar que estas estimativas são obtidas
com base em extrapolações devido às limitações impostas pela máquina-ferramenta.
Na Figura 4.14 encontra-se o gráfico com a comparação dos resultados reais, obtidos
experimentalmente, com a equação de Taylor, estudada na secção 2.3.1. A equação de Taylor para
este caso, foi desenvolvida tendo em conta a bibliografia e os resultados experimentais recolhidos,
sendo apresentada na equação 4.3.
(4.3)
Analisando o gráfico, verifica-se que os pontos reais coincidem perfeitamente com a Equação de
Taylor. Tendo em conta a previsão dada pela equação, verifica-se mais uma vez que a gama de
velocidades que conduzirá a um tempo de vida da ferramenta de 15 minutos, se situa entre os 4000
e os 4500 m/minutos, ou seja numa gama de valores duas vezes superiores aquelas envolvidas no
estudo da ferramenta de corte não revestida.
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0 20 40 60 80 100
VB
[m
m]
Tempo de maquinagem [min]
E1R GP060E020-N02-SP3 (AW7075; 2600; 1.5; 0.15)
E2R GP0600E020-N02-SP3 (AW7075; 2900; 1.5; 0.15)
56
Figura 4.14 Gráfico Velocidade de corte vs desgaste de flanco. comparação dos valores reais com a equação de Taylor, ferramenta revestida SP3, material de trabalho AW7075-T6.
Após a análise aos resultados recolhidos dos ensaios realizados à ferramenta revestida, decidiu-
se compará-los com os resultados da ferramenta não revestida. O gráfico da Figura 4.15 mostra
ambos os resultados com as respetivas previsões de Taylor. Deste modo, é fácil compreender quais
os efeitos em termos de tempo de vida que o revestimento promove numa ferramenta de corte, sem
ser alterado qualquer outro parâmetro do processo.
Figura 4.15 Gráfico velocidade de corte vs tempo de vida. comparação entre ferramenta não revestida (PH910) e revestida (SP3).
0
100
200
300
400
500
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500
Tem
po
de
Vid
a [m
in]
Velocidade de Corte [m/min]
SP3 - AW7075-T6; fn=0,15 mm
SP3 - AW7075-T6 Taylor
0
100
200
300
400
500
500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500
Tem
po
de
Vid
a [m
in]
Velocidade de Corte [m/min]
PH910 - AW7075-T6; fn=0.15 mm
PH910 - AW7075-T6; fn=0.3 mm
SP3 - AW7075-T6; fn=0.15 mm
PH0910 - AW7075-T6 Taylor
SP3 - AW7075-T6 Taylor
57
Analisando as imagens recolhidas da aresta de corte das ferramentas utilizadas nestes ensaios,
Figura 4.16, é possível distinguir algumas diferenças existentes nas ferramentas de corte revestidas
em relação às ferramentas não revestidas. Em primeiro lugar, é notória a diferença de coloração das
ferramentas. O revestimento confere uma coloração escura à ferramenta, o que dificulta a medição
do desgaste, uma vez que é necessário afinar a iluminação da lupa binocular de modo a otimizar o
contraste na superfície da ferramenta.
Em segundo lugar, verifica-se que não há deposição de material na aresta de corte da
ferramenta. Ao contrário do que sucede na ferramenta não revestida, onde ocorre deposição
alumina junto à zona do desgaste de flanco da ferramenta, o revestimento nano cristalino de
diamante confere uma proteção extra da ferramenta contra a deposição de alumínio na sua
superfície. Isto ocorre devido à diferença entre estruturas químicas do revestimento de diamante e
do alumínio de trabalho, que formam um par de materiais incompatíveis, impossibilitando a
deposição de um sobre o outro.
Figura 4.16 Aresta de corte da ferramenta de corte com revestimento SP3: a) face de saída; b) face de ataque
Apesar das diferenças indicadas nos parágrafos anteriores, existem semelhanças óbvias entre a
aresta de corte das ferramentas revestidas e não revestidas. Comparando as diferentes imagens das
arestas de corte, nota-se que a forma do desgaste ao longo da aresta de corte é uniforme na áera de
medida indicada pela norma ISO 3685:1993.
À semelhança do realizado para a ferramenta sem revestimento, realizou-se também a recolha
da informação referente ao valor das forças de corte para a ferramenta revestida, de modo a
entender qual o impacto que o revestimento tem sobre elas. Essa informação está contida nos
gráficos da Figura 4.17.
58
Figura 4.17 Evolução das Forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB. Comparação entre a ferramenta não revestida (PH910) e revestida (SP3) para a liga de alumínio da série AW7075-T6.
Analisando a informação dos gráficos, verifica-se que os resultados obtidos nos ensaios das duas
ferramentas de corte são bastante próximos. Devido a esta proximidade de valores, não é possível
concluir que haja uma relação direta entre o tipo de revestimento da ferramenta e o valor das forças
de corte envolvidas nesse processo.
Influência do Material da Peça 4.2.2
Nesta secção, trata-se a informação relativa aos ensaios realizados com a ferramenta em
substrato PH0910 quando em maquinagem com o alumínio da série AW2030-T4. A escolha dos
parâmetros para esta série de ensaios teve em conta toda a informação recolhida nos ensaios
realizados às ferramentas de corte com o alumínio da série AW7075-T6. A previsão dos parâmetros
de corte teve em conta que a série AW2030-T4 é mecanicamente menos resistente que a série
AW7075-T6, o que logicamente leva a que, para os mesmos parâmetros de corte, o tempo de vida
das ferramentas seja superior.
Deste modo, tendo em conta os recursos disponíveis a nível de material e de máquina-
ferramenta CNC, decidiu-se excluir o estudo da ferramenta com revestimento diamantado SP3. Esta
decisão apresenta duas justificações que se completam mutuamente. Em primeiro lugar, a gama de
velocidades para as quais a ferramenta teria o tempo de vida desejado, seria bastante superior às
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Z
[N]
VB [mm]
Linear (PH910 V=2500m/min)Linear (SP3 V=2900m/min)
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Y
[N]
VB [mm]
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a X
[N
]
VB [mm]
59
disponíveis no torno CNC. Por outro lado, devido ao elevado valor das velocidades de corte em
utilização, deixa de fazer sentido estudar esta ferramenta, uma vez que a sua aplicabilidade no
mercado é bastante reduzida, ou mesmo inexistente, uma vez que não existem máquinas-
ferramenta CNC que operem com velocidades tão elevadas, possivelmente na ordem das 10 000
rpm.
Assim sendo, tendo em conta toda a informação recolhida anteriormente, decidiu-se escolher
os parâmetros da tabela 3.8 para a realização dos ensaios.
A escolha dos parâmetros pretendeu determinar quais as alterações provocadas no tempo de
vida da ferramenta quando se muda o material de trabalho. Deste modo, optou-se pela escolha de
parâmetros semelhantes aos utlizados nos ensaios com o material da série AW7075-T6.
No gráfico da Figura 4.18 encontram-se os resultados recolhidos a partir da realização dos
ensaios. A evolução do desgaste de flanco, VB, é bastante semelhante à experienciada nos ensaios
anteriores, seguindo uma tendência de crescimento linear ao longo do tempo de maquinagem da
ferramenta.
Figura 4.18 Gráfico VB vs tempo de vida para os ensaios realizados para a ferramenta não revestida PH910 com alumínio série AW2030-T4.
À semelhança dos ensaios anteriores, apenas foi possível medir os minutos iniciais de cada
ensaio, extrapolando a evolução do desgaste ao longo do tempo para determinar qual o tempo de
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0 10 20 30 40 50 60
VB
[m
m]
Tempo de maquinagem [min]
GP0600E300-N02-NP (AW2030; 2000; 1,5; 0.15)
GP0600E300-N02-NP (AW2030; 2300; 1,5; 0.15)
GP0600E300-N02-NP (AW2030; 2300; 1,5; 0.30)
60
vida esperado para cada ferramenta. Analisando as previsões projetadas para cada ensaio, conclui-se
mais uma vez que a velocidade de corte é o principal parâmetro responsável pela definição do tempo
de vida da ferramenta. Para o caso do primeiro ensaio, com uma velocidade de 2000 m/min e avanço
por rotação de 0.15 mm/rot, o tempo de vida da ferramenta é de aproximadamente 54 minutos.
Alterando a velocidade de corte no segundo ensaio para 2300 m/min, o que corresponde a um
aumento de 15% deste parâmetro em relação ao ensaio anterior, e mantendo constante o valor do
avanço, verifica-se que o tempo de vida da ferramenta sofre um decréscimo de 16.6% para os 45
minutos.
Em termos de avanço, os valores são consideravelmente diferentes. Tendo como referência o
segundo ensaio, verifica-se que, com um aumento de 100% do valor do avanço no terceiro ensaio, de
0.15 para 0.3 mm/rot, e mantendo a velocidade de corte constante, o tempo de vida da ferramenta
sofre um decréscimo de apenas 4.5% para os 43 minutos. Com estes resultados confirma-se mais
uma vez a ordem de importância dos parâmetros de corte no que refere ao tempo de vida da
ferramenta, evoluindo em sentido decrescente de impacto, da velocidade de corte para o avanço por
rotação.
À semelhança do estudo realizado sobre o efeito do revestimento no tempo de vida da
ferramenta, realizou-se uma análise gráfica idêntica para determinar quais as alterações provocadas
pela mudança do material de trabalho. No gráfico da Figura 4.19 encontra-se a comparação realizada
em termos de tempo de vida da ferramenta e velocidade de corte para as diferentes ligas de
alumínio estudadas, AW7075-T6 e AW2030-T4. A equação de Taylor Expandida utilizada neste caso
foi desenvolvida tendo em conta a bibliografia e os resultados experimentais recolhidos, sendo
apresentada na equação 4.4.
(4.4)
Analisando a informação contida no gráfico, pode-se concluir que para a liga AW2030-T4, o
tempo de vida da ferramenta sofre um aumento de aproximadamente 150% quando se utilizam as
mesmas velocidades de corte que na liga AW7075-T6. A curva da Equação de Taylor para a
ferramenta em maquinagem com a liga AW2030-T4, apresenta uma forma ligeiramente mais
achatada que a da liga AW7075-T6, devendo-se este facto provavelmente ao menor número de
ensaios realizados para este caso, resultando numa extrapolação mais errática. No entanto, para a
gama de velocidades em que a ferramenta deverá operar, pensa-se que a tendência da curva segue
uma tendência bastante semelhante à realidade, servindo este gráfico como guia fiável da curva de
parâmetros a seguir para esta combinação de ferramenta de corte-material de trabalho.
61
Figura 4.19 Gráfico Velocidade de Corte vs Tempo de Vida. Comparação entre materiais AW7075-T6 e AW2030-T4 com Ferramenta Não Revestida (PH910).
Analisando as imagens recolhidas da aresta de corte da ferramenta, ilustradas na Figura 4.20, é
possível identificar diferenças entre a maquinagem das diferentes ligas de alumínio testadas. Como
analisado anteriormente, para a maquinagem da liga de Alumínio AW7075-T6, nota-se que há
deposição de uma pelicula de material na face de saída da ferramenta de corte, junto à zona do
desgaste de flanco. No caso da liga de alumínio AW2030-T4, este fenómeno deixa de ocorrer, não
havendo qualquer tipo de deposição de material na ferramenta de corte.
À semelhança dos ensaios anteriores, nota-se que a mudança de material não provoca qualquer
alteração do formato do desgaste de flanco, sendo que este continua a apresentar a mesma
evolução ao longo da aresta de corte, sendo a sua geometria igual, tanto na face de saída como na
face de ataque da ferramenta de corte. Quanto ao problema identificado para a maquinagem da liga
de alumínio AW7075-T6, na qual se detetavam deposições deste material sobre a aresta de corte da
ferramenta, na maquinagem da liga de alumínio AW203-T4, não se verificam deposições de material
na aresta de corte da ferramenta.
0
50
100
150
200
250
300
750 1250 1750 2250 2750
Tem
po
de
Vid
a [m
in]
Velocidade de Corte [m/min]
PH910 - AW7075-T6; fn=0.15 mm
PH910 - AW7075-T6; fn=0.3 mm
PH910 - AW2030-T4; fn=0,15 mm
Power (PH910 AW7075-T6 Taylor)
Power (PH910 AW2030-T4 Taylor)
62
Figura 4.20 Aresta de corte da ferramenta de corte: a) face de saída; b) face de ataque
À semelhança do estudo realizado para o alumínio da liga AW7075-T6, também para este caso
se procedeu à recolha de informação referente às forças de corte envolvidas de modo a entender
qual o impacto que as características mecânicas do material têm no seu valor. A informação
referente a essa recolha encontra-se nos gráficos da Figura 4.21.
Analisando a informação contida nos gráficos da Figura 4.21, conclui-se que existe efetivamente
uma relação entre o material de trabalho e o valor das forças de corte. Comparando os resultados
obtidos para ambos os materiais, e realizando os ensaios com condições de corte exatamente iguais,
tanto em termos de velocidade de corte como de avanço, verifica-se que os valores das
componentes da força de corte nas três direções são inferiores no caso da liga de alumínio AW2030-
T4 quando comparada com a liga AW74075-T6. Esta tendência vai de encontro à equação 2.9, uma
vez que esta demonstra que existe uma relação linear entre o valor da resistência mecânica do
material, descrita pela pressão específica de corte, e o valor da força de corte correspondente.
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Z
[N]
VB [mm]
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a Y
[N]
VB [mm]
63
Figura 4.21 Evolução das forças X, Y e Z segundo o desgaste de flanco VB. comparação entre as ligas de alumínio AW7075-T6 e AW2030-T4
Ficam assim demonstradas, com todos os ensaios experimentais realizados, quais as influências
que cada tipo de alteração no processo de corte, seja de parâmetros como a velocidade de corte ou
o avanço, como também de material de trabalho ou de revestimento da ferramenta de corte,
provocam no desempenho da ferramenta, sendo esse desempenho classificado consoante a duração
do tempo de vida da ferramenta. Fica também demonstrado de que modo as diferentes
componentes da força de corte são afetadas pela alteração de cada um destes parâmetros.
0
75
150
225
300
375
450
0 0.1 0.2 0.3
Forç
a X
[N
]
VB [mm]
64
5 Conclusões e Prespetivas de Trabalhos Futuros
Ao longo da presente dissertação foram definidos vários objetivos que foram estudados e
analisados durante todo o processo que decorreu ao longo dos meses em que o trabalho foi
desenvolvido. O principal objetivo era estudar o desempenho de uma ferramenta de corte de
torneamento nas suas vertentes com e sem revestimento, quando em maquinagem de duas ligas de
alumínio. Foi também estudado o fenómeno de formação da apara, assim como os parâmetros que
influenciam a sua formação. Para atingir esses objetivos foram realizados uma série de ensaios que
compreenderam a maquinagem de mais de 600 kg de material e cerca de 15 ferramentas de corte,
material fornecido na sua totalidade pela empresa portuguesa Palbit, especialista no ramo da
produção de ferramentas de corte.
Para que fosse possível a realização do estudo proposto, foi necessário o desenvolvimento do
aparato experimental inerente ao trabalho desenvolvido. Este aparato permitiu que a realização dos
ensaios fosse levada a cabo com elevados níveis de fidedignidade dos resultados obtidos, níveis
atingidos devido à eficácia de todos os equipamentos utilizados, desde a máquina CNC até ao
equipamento de medição ocular, passando pelo desenvolvimento de métodos de registo de
informação, desenvolvidos pelo autor.
Analisou-se em primeiro lugar o desempenho do quebra-aparas da ferramenta de corte. Este
estudo teve como objetivo a definição do campo de trabalho da ferramenta com vista a uma
utilização ótima do quebra-aparas. Determinou-se que para profundidades de corte superiores a
0.25 mm e avanços superiores a 0.1 mm/rot, o quebra aparas funciona perfeitamente, fragmentando
a apara. Fez-se também um estudo de como o tipo de revestimento e o tipo de material de trabalho
afetam o desempenho do quebra-aparas. Determinou-se que, tanto os revestimentos como os
materiais testados não apresentam impacto na forma da apara gerada. O mesmo não acontece com
o acumular do desgaste, que em alguns casos é suficiente para afeta o desempenho do quebra
aparas, e provocar diferenças na forma da apara, do inico para o fim do tempo de vida da
ferramenta.
O trabalho desenvolvido permitiu medir a evolução do desgaste de flanco de várias ferramentas
de corte, com vista à definição do tempo de vida da ferramenta para diferentes combinações de
parâmetros. Tendo em conta os critérios definidos pela norma ISO 3685:1993, o tempo de vida da
ferramenta foi definido como aquele em que é atingido um desgaste de flanco de 0.3 mm. Todos os
ensaios foram desenvolvidos com o objetivo de encontrar os parâmetros que conduzissem a um
tempo de vida de 15 minutos. Após uma análise dos principais parâmetros que afetam a evolução do
65
desgaste de flanco, decidiu-se que apenas se iriam variar a velocidade de corte e o avanço,
mantendo-se constante o valor da profundidade de corte, por ser aquele que menos afeta o mesmo.
Verificou-se que para a ferramenta de corte não revestida, em maquinagem com a liga de
alumínio-zinco AW7075, as gamas de velocidades de corte que conduzem ao tempo de vida de 15
minutos, situam-se entre os 1900 e 2200 m/min. Testaram-se ainda diferentes valores de avanço que
representam um impacto insignificante no tempo de vida da ferramenta, quando comparado com a
velocidade de corte. Para determinar a influência do revestimento no tempo de vida da ferramenta,
realizou-se uma série de ensaios com a ferramenta revestida, em maquinagem com a mesma liga de
alumínio. Para esta série de ensaios, utilizaram-se valores de velocidade de corte tão altos quanto os
permitidos pela máquina-ferramenta, na ordem dos 2900 m/min, não tendo sido no entanto possível
chegar ao tempo de vida desejado, ficando o mesmo situado nos 60 minutos. Recorreu-se às
equações de previsão de Taylor de modo a determinar os valores de velocidade de corte que
conduziriam ao objetivo de 15 minutos do tempo de vida. Determinou-se que estes valores estariam
entre os 4000 e 5000 m/min, representado um aumento de aproximadamente 100% em relação aos
valores obtidos para a ferramenta não revestida.
De modo a determinar o impacto que o material da peça tem no desempenho da ferramenta de
corte, realizou-se uma serie de ensaios com a liga de alumínio cobre AW2030. Sendo esta liga menos
resistente que a liga de alumínio zinco testada anteriormente, os valores de velocidade de corte que
conduzem ao mesmo tempo de vida da ferramenta quando em maquinagem da liga de alumino zinco
são necessariamente maiores. Chegou-se à conclusão que os valores de velocidade de corte que
determinam um tempo de vida da ferramenta de 15 minutos situam-se em redor dos 4000 m/min.
Para a liga de alumínio cobre não foi possível realizar ensaios com a ferramenta revestida, uma
vez que, devido à baixa resistência mecânica da liga, as velocidades de corte seriam de tal modo
elevadas, em torno dos 10 000 m/min, que não seria possível aplica-las na máquina ferramenta
disponível. Desta maneira, torna-se implícito que a ferramenta revestida se encontra
sobredimensionada para aplicações com este tipo de materais.
Além do estudo do tempo de vida da ferramenta, foi também realizada uma recolha das forças
envolvidas em cada ensaio. Esta recolha teve o objetivo de mostrar de que modo as forças de corte
são afetadas pelos diferentes parâmetros de corte, assim como pelo tipo de revestimento da
ferramenta e do tipo de material de trabalho. Determinou-se que o crescimento das foras de corte é
aproximadamente linear com o aumento do desgaste de flanco. Determinou-se que não existe
influência do revestimento da ferramenta nos seus valores, ao contrário do que acontece com o
66
material da peça, sendo que para materiais mais resistentes, as forças envolvidas são superiores, e
vice-versa.
Como trabalhos futuros, destaca-se a importância de estudar os materiais constituintes da
ferramenta de corte, de modo a compreender melhor os fenómenos de desgaste que se
desenvolvem, e compreender de que modo se pode melhorar as características das ferramentas de
corte, de modo a fomentar a sua durabilidade e desempenho. Para tal, sugere-se uma
complementação dos ensaios com métodos de medição e análise raio x e SEM, de modo a que se
possa obter informação adicional sobre a forma como se desenvolve o desgaste na ferramenta de
corte.
Sugere-se também uma pesquisa aprofundada sobre os revestimentos das ferramentas de
corte, nomeadamente sobre os benefícios que proporcionam nas ferramentas de corte, e sobre
como modelar esses benefícios, de modo a que conduzam aos objetivos de desempenho definidos
para uma determinada aplicação.
Com a presente dissertação, o autor espera que os resultados obtidos tenham sido uteis para a
Palbit e consequentemente para todos os utilizadores das ferramentas de corte estudadas ao longo
do mesmo.
Todo o conhecimento obtido foi de grande valor para a experiencia do autor, numa rara
oportunidade que o mesmo agradece.
67
6 Referências
[1] MESQUITA, Ruy; JÚNIOR, Jorge C. André – Maquinagem: Corte por Arranque de Apara -1983.
Revisão: MESQUITA, Ruy M. D.; MARQUES; Manuel J.M. Barata. 1990 – Instituto Superior Técnico
[2] CHILDS, Thomas, et al. – Metal Machining: Theory and Applications - 1º Edição, Londres: Arnold,
2000. ISBN 0 340 69159.
[3] TRENT, Edward; WRIGHT, Paul – Metal Cutting - 4º Edição, EUA: Butterworth–Heinemann, 2000.
ISBN 0-7506-7069-X.
[4] SILVA, Carlos - Influência da Velocidade de Deformação na Tenacidade à Fractura do Chumbo
Tecnicamente-Puro – Lisboa, 2007. Dissertação de Mestrado – Instituto Superior Técnico.
[5] ISO 3685:1993 – Tool-life testing with single-point turning tools: Essais de durée de vie des outils
de tournage à partie active unique – 2ª Edição, Suiça: International Standard Organization.
[6] SANDVICK - Sandvick Coromant – [Consultado a 27-06-2014]. Disponível na Internet em:
http://www.sandvik.coromant.com/en-gb/knowledge/general_turning
[7] BAPTISTA, Ricardo - Tendências do Corte por Arranque de Apara: Maquinagem – Porto, 2010.
Dissertação de Mestrado – Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto.
[8] MARTINS, André – Avaliação do Desempenho de uma Ferramenta de Torneamento em Operações
de Abertura de Caixa – Lisboa, 2012. Dissertação de Mestrado – Instituto Superior Técnico.
[9] DAVIM, J. Paulo, ASTAKHOV, P. Viktor - Machining: Fundamentals na Recent Advances – 1ª
Edição, Londres: Springer-Verlag, 2008. ISBN 978-1-84800-212-8
[10] ASTAKHOV, P. Viktor - Tribology of Metal Cutting – 1ª Edição, Grã-Bretanha. Elsevier, 2006.
ISBN–13: 978-0-08-045149-7.
[11] MARINOV, Valery – Manufacturing Tecnology for Metal Products, Tool Wear – 1ª Edição,
Dubuque, Iowa. Kendall/Hunt Publishing Company, 2010. ISBN 978-0-7575-5005-8
[12] TAYLOR F. W. - On the art of cutting metals.- New York. American Society of Mechanical
Engineers, 1907. Trans 28: 31–58
[13] MALAGI R.R; RAJESH B.C – Factors Influencing Cutting Forces in Turning and Development of
Software to Estimate Cutting Forces in Turning – International Journal of Engineering and Innovate
Technology (IJEIT), Volume 2, Issue 1, July 2012- ISSN: 2277-3745. ISO 9001:2008 Certified.
[14] VILLUMSEN F. M.; FAUERHOLDT T. G. – Prediction Of Cutting Forces In Metal Cutting, Using The
Finite Element Method, A Lagrangian Approach – LS-DYNA An wender forum, Bomberg 2008.
[15] MARINOV, Valery – Manufacturing Tecnology for Metal Products, Cutting Forces – 1ª Edição,
Dubuque, Iowa. Kendall/Hunt Publishing Company, 2010. ISBN 978-0-7575-5005-8
68
[16] HUANG Y.; LIANG, S.Y – Cutting Forces Modeling the Effect of Tool Thermal Property, application
to CBN hard turning – International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2003. Pg. 307-315.
[17] CICA D.; SREDANOVIC B. et al. – Modeling of the Cutting Forces in Turning Process Using Various
Methods of Cooling and Lubricating: An Artificial Intelligence Approach – Advances in Mechanical
Engineering, 2013. Article ID 798597.
[18] KURAM E.; OZCELIK B.; et al. – Effects of the Cutting Fluid Types and Cutting Parameters on
Surface Roughness and Thrust Force – , London, U.K, 2010. Proceedings of the World Congress on
Engineering Vol II.
[19] MENDES O. C; ÁVILA R. F. et al., - The performance of cutting fluids when machining aluminium
alloys - Industrial Lubrication and Tribology - Emerald Group Publishing Limited, 2006. ISSN: 0036-
8792
[20] THAMIZHMANII S.; HASAN S. – Relationship between Flank wear and Cutting Force on the
Machining of Hard Martensitic Stainless Steel by Super Hard Tools – London, U.K, 2010. Proceedings
of the World Congress on Engineering Vol II.
[21] AMORIM H. – Estudo da Relação entre Velocidade de Corte, Desgaste de Ferramenta,
Rugosidade e Forças de Usinagem em Torneamento com Ferramenta de Metal Duro – Universidade
de Rio Grande do Sul, 2002.
[22] RODRIGUES J. – Condições Económicas de Corte (Torneamento) – Instituto Superior Técnico,
Maquinagem, 2008.
[23] PALBIT – Palbit General Catalog 2014 – Palbit SA 2014.
[24] PALBIT – PHD – Multi, Diamond Coating Material from Palbit – Palbit SA 2014.
[25] ALCOA – Prefis Extrudados de Alumínio, Ligas e Têmperas de Extrusão – Alcoa & Cia, Brasil 2010.
[26] NONFERROMETAL – Non Ferro metal Quality Wins – [Consultado a 25-07-2014]. Disponível na
Internet em: http://www.nonferrometal.com/2030/
[27] KISTLER – Kistler 3-component tooholder dynamometer -Kistler Instrumente AG Winterthur, CH-
8408 Winterthur, Switzerland.
[28] ZHANG H. C., ALTING L., - Computerized Manufacturing Process Planning Systems – ,
Londres, Reino Unido: Chapman & Hall, 1994.
[29] ICAM, - What is Post-Processing – ICAM Software Connecting CAD/CAM to CNC Machines.
[Consultado a 31-07-2014]. Disponível na Internet em: http://www.icam.com/html/products
/whatis/what_is_post.php
[30] QUAQUER – Quakeral 370 KLG Product Sheet – 2007
69
[31] FIGUEIREDO, Daniel – Relatório Substrato PH0910 PALBIT – email [26-08-2014]. Consulta
Pessoal.
[32] PEREIRA, J et al. - Efeito Do Número De Interrupções Para Medir Desgaste Na Vida Da
Ferramenta No Torneamento – Universidade Federal de Uberlândia, Faculdade de Engenharia
Mecânica. Brasil, Abril de 2011.
I
Anexo A – Folha de Registo de Medição de Desgaste
Ensaio nº: Data:
Varão nº
Diâmetro antes de Maquinar
Quebra aparas Fluido de Corte
Altura Tipo
Distancia Quantidade
Medição Tempo Diâmetro VB médio VB máximo Fx Fy Fz
Ferrameta nº
Velocidade de Corte [m/min]
Profundidade de Corte [mm]
Avanço por Rotação [mm/rot]
Desgaste Forças
Tabela de Dados dos Ensaios de Desgaste VB versus Tempo
Desenvolvido por:
Material
Comprimento
Diâmetro depois de Maquinar Comprimento da Zona Maquinada
II
Anexo B – Pós-Processamento e Programa NC
O pós-processamento é a fase imediatamente anterior à obtenção de código de comando
numérico, constituindo o interface entre a programação CAM e a máquina-ferramenta controlada
numericamente. Por este motivo é frequentemente responsável também pela compensação de
discrepâncias entre elas, tendo a capacidade de aumentar a eficácia da tecnologia utilizada [29].
O pós-processador tem a capacidade de gerar programas NC com toda a informação sobre a
operação de Maquinagem a ser desempenhada pela máquina-ferramenta CNC. Na imagem seguinte,
mostra-se um esquema de um programa NC utilizado nos ensaios realizados, gerado pelo pós-
processador correspondente à máquina-ferramenta utilizada.
III
![Estruturas em cantaria de pedra de granito de alta ... FINAL (15... · Figura 27 - Fio diamantado de mola [29] 29 Figura 28 - Modelo físico do processo de corte [32] 30 Figura 29](https://static.fdocumentos.com/doc/165x107/5c01187d09d3f279018c276a/estruturas-em-cantaria-de-pedra-de-granito-de-alta-final-15-figura-27.jpg)
