SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA INSTITUTO SUPERIOR TUPY
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
EMERSON LUIS DE OLIVEIRA
ESTUDO DAS INFLUÊNCIAS DOS PARÂMETROS DE FRESAMENTO
COM 4 EIXOS, DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS, PARA A
FABRICAÇÃO DE ALETAS DE ROTORES
JOINVILLE 2013
ii
EMERSON LUIS DE OLIVEIRA
ESTUDO DAS INFLUÊNCIAS DOS PARÂMETROS DE FRESAMENTO
COM 4 EIXOS, DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS, PARA A
FABRICAÇÃO DE ALETAS DE ROTORES
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto
Superior Tupy, como requisito para a obtenção do
título de Mestre em Engenharia Mecânica.
Orientador: Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza.
JOINVILLE 2013
iii
ESTUDO DAS INFLUÊNCIAS DOS PARÂMETROS DE FRESAMENTO
COM 4 EIXOS, DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS, PARA A
FABRICAÇÃO DE ALETAS DE ROTORES
EMERSON LUIS DE OLIVEIRA
Dissertação defendida e aprovada em 03 de Maio de 2013 pela banca
examinadora constituída pelos seguintes professores:
________________________________________________________ Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza (Orientador)
Instituto Superior Tupy
________________________________________________________ Prof. Dr. Freddy Armando Franco Grijalba
Instituto Superior Tupy
________________________________________________________ Prof. Dra. Márcia Adriana Tomaz Duarte
Instituto Superior Tupy
________________________________________________________ Prof. Dr. Rosemar Batista da Silva
Universidade Federal de Uberlândia
iv
AGRADECIMENTOS
Ao Professor Dr. Adriano Fagali de Souza, do Instituto Superior Tupy, pela
orientação e acompanhamento passo a passo durante o desenvolvimento desse
trabalho.
À Ferramentaria SOCIESC, especialmente ao professor Adriano Eudorico
Albano e ao Sr. José Carlos da Silva Júnior, pelo incentivo à pesquisa e
desenvolvimento tecnológico na área de Moldes e Matrizes.
Ao professor Marcos Estevam Balzer e profissionais do setor de metrologia
da SOCIESC Adriane Machado e Paulo Gaspar Borges de Almeida.
A Sintia S. Gehrmann secretaria acadêmica do Mestrado por sua dedicação
profissionalismo sempre presente e disposta a ajudar os Mestrandos.
A todos os professores da SOCIESC e demais envolvidos que me
motivaram na realização desse projeto.
A meu irmão, Valter Vander de Oliveira, meus pais João de Oliveira e Odete
de Oliveira e minha irmã Shirley Denise de Oliveira por estarem sempre presentes
nos momentos mais difíceis da minha vida.
Ao Instituto Federal de Santa Catarina, por ter cedido às máquinas para
realizar a usinagem dos corpos de provas.
v
RESUMO
OLIVEIRA, Emerson Luís de. Estudo das influências dos parâmetros de
fresamento com 4 eixos, de superfícies complexas, para a fabricação de aletas
de rotores. Joinville, 2013. 105 f. Dissertação (Mestrado) - Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica, Sociedade Educacional de Santa Catarina,
Instituto Superior Tupy, Joinville, SC 2013.
A usinagem de superfícies tais como de rotores, lâminas de turbinas, próteses, moldes e matrizes de componentes automobilísticos, entre outros componentes de engenharia, têm sido comumente realizadas em máquinas CNC com quatro ou mais eixos. Estas máquinas CNC conhecidas como multi-eixos apresentam como vantagens a capacidade de produzir geometrias complexas, o aumento da produtividade e a redução dos tempos não produtivos. Desta forma, o desenvolvimento de novas estratégias de usinagem tornou-se comum nos sistemas de Manufatura Auxiliada por Computador (CAM), contudo esses sistemas levam em consideração apenas os aspectos geométricos da modelagem, deixando os parâmetros tecnológicos da estratégia para o programador. Esta dissertação tem como objetivo analisar a influência dos parâmetros de fresamento (sentido de corte concordante e discordante, profundidade de corte radial e avanço por aresta) na operação de acabamento em aletas de rotores em máquinas CNC com quatro eixos. O experimento consistiu no fresamento tangencial de um corpo de prova de geometria complexa fabricado em aço ABNT H13. A estratégia de usinagem selecionada movimentou simultaneamente os quatro eixos apresentando como variáveis os parâmetros tecnológicos, avanço por aresta (fZ), profundidade de corte radial (ae) e o sentido de corte. Os resultados indicaram a destacada influência do sentido de corte nos desvios de forma da superfície usinada. O fresamento discordante resultou em desvios abaixo das especificações da modelagem do corpo de prova. Os resultados das medições de rugosidade mostraram a importância de empregar outros parâmetros de rugosidade tais como Ry e Rsm além dos tradicionais Ra e Rz para caracterizar a superfície usinada. Todos os parâmetros de rugosidade foram afetados pelos três fatores analisados neste estudo, destacando novamente a influência do sentido de corte e do avanço por aresta. A geometria do corpo de prova com características de parede fina associada à estratégia de acabamento tangencial em única passada apresentou um comportamento próprio que exemplifica a necessidade de um estudo aprofundado sobre o tema em trabalhos futuros. Por fim, acredita-se ter realizado contribuições ao estudo do fresamento em máquinas quatro eixos para a melhor compreensão dos resultados da qualidade da superfície e de erros de forma.
Palavras-chave: Sistemas CAM; Fresamento quatro eixos; Sentido de corte, profundidade de corte radial; desvios geométricos.
vi
ABSTRACT
OLIVEIRA, Emerson Luís de. Study on the influences of four axis milling
parameters of complex surfaces, for the manufacture of rotor blades. Joinville,
2013. 105 f. Dissertação (Mestrado) - Programa de Pós-Graduação em Engenharia
Mecânica, Sociedade Educacional de Santa Catarina, Instituto Superior Tupy,
Joinville, SC 2013.
The machining of free form surfaces such as impellers, turbine blades, protheses, dies and molds for automotive components and other engineering components have been commonly performed in multi-axis NC machines. These NC machines have advantages such as the capability to produce complex geometries, increasing productivity and reducing the idle time. The development of new machining strategies became common in CAM system; however this technology is still based on geometric computations only, leaving the technological parameters of the strategy to the programmer. This thesis aims to analyze the influence of cutting parameters of finishing milling strategy on a machine with four-axis. The experiment consisted of tangential milling a workpiece of complex geometry made of ABNT H13 steel. The selected strategy moved the four axes simultaneously presenting technological parameters as variables, feed per tooth (fZ), step over (ae) and cutting direction. The results showed the influence of cutting direction on the geometric errors. The conventional milling resulted in deviations below specifications of the modeling of the workpiece. The results of roughness measurements showed the importance of using other parameters (Ry e Rsm) rather those traditional ones (Ra and Rz). The roughness was affected by three factors analyzed in this study, highlighting the influence of the direction of cut and feed per tooth. The geometry of the workpiece with thin wall features associated to peripheral milling in a single pass showed its own behavior that exemplifies the need for a deep study on this subject for future works. Thus, this work expected to be a contribution to machining field, especially when employing multi-axis machining operation in order to achieve better understanding of correlation between machining strategy and the and geometric errors of machined parts. Keywords: System CAM; 4 axis milling; Cutting direction; Step over; Geometric errors.
vii
LISTA DE FIGURAS
P.
Figura 1 - Desafios no processo de fresamento multi-eixos. ....................................... 6
Figura 2 - Geometria do corpo de prova: agitador - máquina lavar roupa. .................. 7
Figura 3 - Material remanescente do corpo prova. ...................................................... 8
Figura 4 - Valores de Ra em regiões usinado. ............................................................. 9
Figura 5 - Recursos geométricos contidos após conversão ...................................... 12
Figura 6 - Trajetória da ferramenta em função da tolerância do sistema CAM. ........ 14
Figura 7 - Máxima velocidade de avanço - interpolação linear. ................................. 15
Figura 8 - Corpo de prova velocidade de avanço. ..................................................... 16
Figura 9 - Máquina ferramenta de cinco eixos de rotação na mesa (A, C). .............. 17
Figura 10 - Máquina de cinco eixos rotação (A, C) no cabeçote. .............................. 18
Figura 11 - Máquina de cinco eixos de rotação (A) no cabeçote e (C) na mesa. ...... 18
Figura 12 - Medição e simulação das vibrações no fresamento cinco eixos do
Al7075. ............................................................................................................... 23
Figura 13 - Deflexão da ferramenta de topo devido à força de usinagem. ................ 24
Figura 14 - Número de medições necessárias para os parâmetros de rugosidade 2D
e 3D.................................................................................................................... 27
Figura 15 - Campo de aplicação dos instrumentos de medição de rugosidade para
diferentes princípios de funcionamento. ............................................................. 30
Figura 16 - Princípio de funcionamento do rugosímetro estilete. .............................. 32
Figura 17 - Esquema de funcionamento do rugosímetro estilete com transdutor laser.
........................................................................................................................... 33
Figura 18 - Centro de usinagem Skybull600 utilizado nos experimentos. ................. 35
Figura 19 - Vista Isométrica do Corpo de prova utilizado nos ensaios. ..................... 36
Figura 20 - Geometria das ferramentas de corte utilizadas para ensaios. ................ 38
Figura 21 - Fresas de metal duro revestimento de TiAlN .......................................... 39
Figura 22 - Fixação das ferramentas: compr. de balanço. ........................................ 39
Figura 23 - Sistema de fixação do corpo de prova. ................................................... 40
Figura 24 - Diagrama fatores de entrada e saída no fresamento. ............................. 43
Figura 25 - Trajetórias calculadas para operação condição de desbaste. ................ 45
viii
Figura 26 - Trajetória calculada para operação condição desbaste rotativa. ............ 46
Figura 27 - Trajetórias calculadas na operação de pré-acabamento. ....................... 47
Figura 28 - Verificação dos sobremetais após usinagem na condição de pré-
acabamento. ...................................................................................................... 48
Figura 29 - Trajetórias calculadas para a operação de acabamento. ........................ 49
Figura 30 - Posições de medição da rugosidade no corpo de prova. ........................ 50
Figura 31 - Pontos de controle para máquina medir por coordenada. ...................... 51
Figura 32 - Efeitos dos fatores de estudo nos desvios geométricos. ........................ 53
Figura 33 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte
concordante. ...................................................................................................... 55
Figura 34 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte
discordante. ........................................................................................................ 56
Figura 35 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte
concordante. ...................................................................................................... 57
Figura 36 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte
discordante. ........................................................................................................ 58
Figura 37 - Erros geométricos em função do fZ e ae para os sentidos de corte. ....... 59
Figura 38 - Efeitos dos fatores de estudo na rugosidade (Rz) do corpo de prova. .... 62
Figura 39 - Comportamento dos parâmetros de rugosidade (Ra, Ry e Rz) em função
do fZ. ................................................................................................................... 63
Figura 40 - Comportamento da rugosidade (RSm) em função de fZ. ......................... 64
Figura 41 - Comportamento da rugosidade em função de ae. ................................... 65
Figura 42 - Comportamento da rugosidade (Rsm) em função de ae. ......................... 66
Figura 43 - Perfil de rugosidade no sentido de corte concordante. ........................... 68
Figura 44 - Perfil de rugosidade no sentido de corte discordante. ............................ 69
ix
LISTA DE TABELAS
P.
Tabela 1: - Parâmetros de altura conforme a ISO 25178. ......................................... 28
Tabela 2: - Parâmetros de espaçamento conforme a ISO 25178. ............................ 29
Tabela 3: - Princípios de medição da rugosidade, características e aplicações........ 31
Tabela 4: - Composição química do aço ABNT H13 nos ensaios (% em massa). .... 37
Tabela 5: - Características geométricas das ferramentas de corte. .......................... 37
Tabela 6: - Parâmetros de corte nas operações de usinagem. ................................. 41
Tabela 7: - Combinação dos fatores e níveis na Matriz L18. .................................... 44
Tabela 8: - Análise da variância para os desvios geométricos. ................................. 52
Tabela 9: - Desvios de forma da superfície (mm) ...................................................... 54
Tabela 10: - Tolerâncias fundamentais das qualidades IT03 a IT11. ........................ 61
Tabela 11: - Análise da variância para Rugosidade (Rz). .......................................... 61
x
LISTA DE ABREVIAÇÕES E SIGLAS
CAx Computer Aided x (Utilizado para indicar qualquer sistema)
CAD Computer Aided Design (Projeto Auxiliado por Computador)
CAM Computer Aided Manufacturing (Manufatura Auxiliada por Computador)
CAI Computer Aided Inspection (Inspeção Auxiliada por Computador)
CAE Computer Aided Engineering (Engenharia Auxiliada por Computador)
CAPP Computer Aided Planning Process (Planejamento do Processo Auxiliado
por Computador)
CNC Computer Numeric Control (Comando numérico computadorizado)
HSM High Speed Machining (Usinagem à alta velocidade de corte)
CLF Cutter Location File (Arquivo localização da fresa)
CL Cutter Location (Localização da fresa)
CC Cutter Contact (Contato da fresa)
RPM Rotações por minuto
F Velocidade de Avanço (mm/min)
aP Profundidade de corte axial (mm)
ae Profundidade de corte radial (mm)
fZ Avanço por aresta (mm)
Dc Diâmetro da ferramenta (mm)
CP Corpo de prova
STEP Standard for the Exchange of Product Model Data (Padrão para troca de
dados do produto)
(Zn) Números de arestas
(dmm) Diâmetro da haste
(Dc) Diâmetro da fresa
IGES Initial Graphics Exchange Specification (Inicial gráfico de câmbio
especificação)
VDAFS Verband der deutschen Automobilindustrie – Flächenschnittstelle
(Associação Alemã de Indústria Automóvel - Interface de superfície)
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
SOCIESC Sociedade Educacional de Santa Catarina
xi
LISTA DE SÍMBOLOS
φ Ângulo de contato da aresta de corte com a peça [ 0 ]
R Raio da ponta
0 Ângulo de saída
p Ângulo de Hélice
xii
SUMÁRIO
P.
1 INTRODUÇÃO ......................................................................................................... 1
1.1 OBJETIVO GERAL ................................................................................................ 3
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS .................................................................................. 3
1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO .............................................................................. 4
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ............................................................................... 5
2.1 FRESAMENTO MULTI-EIXOS .............................................................................. 5
2.2 SISTEMA CAM .................................................................................................... 10
2.3 TIPOS DE MÁQUINA FERRAMENTA COM CINCO EIXOS. ............................... 17
2.4 ESTRATÉGIAS DE USINAGEM NO SISTEMA CAM........................................... 19
2.4.1 Desbaste ......................................................................................................... 20
2.4.2 Alívio de cantos e pré-acabamento .............................................................. 20
2.4.3 Acabamento .................................................................................................... 20
2.5 FATORES QUE INFLUÊNCIAM O ACABAMENTO ............................................. 21
2.5.1 Deformações relativas entre ferramenta e peça. ......................................... 23
2.6 AÇO FERRAMENTA PARA TRABALHO A QUENTE - ABNT H13 ...................... 25
2.7 PARÂMETROS DE RUGOSIDADE/TEXTURA ................................................... 26
2.7.1 Parâmetros verticais ou de amplitude .......................................................... 26
2.7.3 Parâmetros de espaçamento ......................................................................... 28
2.7.4 Medição da rugosidade/textura ..................................................................... 29
2.7.5 Instrumentos de medição de rugosidade ..................................................... 31
3 MATERIAIS E MÉTODOS ..................................................................................... 34
3.1 MÁQUINA FERRAMENTA .................................................................................. 34
3.2 CORPO DE PROVA ............................................................................................ 35
3.3 FERRAMENTAS DE CORTE E SISTEMA DE FIXAÇÃO ..................................... 37
3.4 PARÂMETROS DE CORTE ................................................................................ 40
3.5 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ................................................................... 41
3.6 PREPARAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA ........................................................ 45
3.7 FRESAMENTO TANGENCIAL ISO PLANAR ...................................................... 48
xiii
3.8 MEDIÇÃO DO ERRO MICRO GEOMÉTRICO - RUGOSIDADE .......................... 49
3.9 MEDIÇÃO DO ERRO MACRO GEOMÉTRICO ................................................... 50
4 ANÁLISE E DISCUSSÕES DOS RESULTADOS ................................................. 52
4.1 RESULTADOS DOS DESVIOS GEOMÉTRICOS ............................................... 52
4.1.1 Influência da profundidade de corte radial (ae) ............................................ 54
4.1.2 Influência do avanço por aresta (fZ) .............................................................. 57
4.1.3 Influência do Sentido de Corte ...................................................................... 59
4.2 ANÁLISES DA TEXTURA/RUGOSIDADE ........................................................... 61
4.2.1 Influência do avanço por aresta (fZ) .............................................................. 62
4.2.2 Influência da penetração de trabalho (ae) .................................................... 64
4.2.3 Influência do Sentido de Corte ...................................................................... 66
5 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ......................... 70
5.1 CONCLUSÕES ................................................................................................... 70
5.2 TRABALHOS FUTUROS ..................................................................................... 71
REFERÊNCIAS ......................................................................................................... 72
ANEXO A - RELATÓRIO DE MEDIÇÃO DA RUGOSIDADE................................... 78
ANEXO B - RELATÓRIO CONTROLE DIMENSIONAL ........................................... 82
ANEXO C - DESVIO DE FORMA DA SUPERFÍCIE ................................................. 90
ANEXO D – CERTIFICADO DE QUALIDADE DO MATERIAL ................................ 91
ANEXO E – DETALHAMENTO 2D CORPO DE PROVA ......................................... 92
1
1 INTRODUÇÃO
No Brasil o desenvolvimento tecnológico na área de manufatura está
passando por uma série de transformações, entre elas a utilização de máquinas
CNC com quatro ou mais eixos, denominadas de multi-eixos, com tecnologias
avançadas de usinagem. A indústria brasileira tem investido na modernização do
parque de máquinas buscando o crescimento da competitividade no mercado
nacional e internacional (FERRARI, 2012). Além disso, a necessidade de inovação
tecnológica nos produtos aumentou a complexidade das superfícies, hoje em dia
amplamente aplicadas em diversas indústrias, tais como a automobilística,
aeroespacial, biomédica e a indústria de moldes e matrizes. As chamadas
geometrias complexas são empregadas em uma gama extensa de produtos tais
como moldes de painéis de automóveis, lâminas de turbinas, rotores em corações
artificiais, próteses e implantes, entre outros (LAZOGLU et al, 2011; LAVERNHE et
al, 2010; TUTUNEA-FATAN e BHUIYA, 2011).
A partir da década de 80 a usinagem em máquinas multi-eixos recebeu uma
maior atenção tanto na indústria quanto por parte dos pesquisadores. Com um
número maior de graus de liberdade o processo de usinagem em máquinas multi-
eixos apresentou vantagens sobre os processos convencionais em máquinas três
eixos. Segundo CHU et al, (2008) entre as vantagens pode-se citar o aumento da
produtividade, a redução dos tempos de preparação e a manufatura de geometrias
complexas. Tutunea-Fatan e Bhuiya (2011) relataram outra vantagem percebida em
seus estudos, a redução na ordem de 66 a 75% do tempo total da operação de
polimento manual na fabricação de moldes. Lasemi et al, (2010) acrescentam que as
máquinas 5 eixos quando comparadas aquelas de 3 eixos apresentam à
possibilidade de efetuar somente uma única fixação para a usinagem completa da
peça. Desta forma, proporcionam um menor erro geométrico e uma maior qualidade
da superfície usinada. Além disso, o fresamento tangencial pode ser aplicado na
maioria das geometrias, reduzindo o número de ferramentas necessárias para a
usinagem e melhorando as condições de corte. Por exemplo, é possível reduzir o
2
comprimento em balanço da ferramenta em função da orientação da ferramenta em
relação à superfície de usinagem (DING et al, 2010).
Apesar das vantagens citadas anteriormente, existem vários desafios na
usinagem multi-eixos a serem superados. Uma vez que a orientação da ferramenta é
ajustável, são necessários simulações do movimento de todos os elementos móveis
da máquina e não só da ferramenta. Assim, é muito mais difícil prever as colisões e
o trajeto da ferramenta sem a modelagem de todo o sistema máquina-ferramenta-
peça. Além disso, a previsão das forças de corte, a deflexão da ferramenta e as
vibrações do sistema são obtidas através de simuladores complexos, afinal os
parâmetros de corte envolvidos são variáveis no tempo, durante o processo de
usinagem (DING et al, 2010).
Conforme Lauwers et al, (2006) apesar das máquinas multi-eixos terem se
tornado comuns nas empresas de fabricação, a usinagem de geometrias complexas
ainda é realizada com estratégias que empregam movimentos em 2 1/2 e 3 eixos.
Segundo Souza e Ulbrich, (2009) os sistemas de Manufatura Auxiliada por
Computador (CAM), para fresamento em três eixos estão num patamar evolutivo,
enquanto a aplicação do fresamento de 5 eixos mostra-se como uma tendência do
mercado. Na usinagem com quatro ou mais eixos, além da máquina e o Comando
Numérico Computadorizado (CNC), o sistema CAM deve estar apto para cálculos e
simulação da trajetória da ferramenta. Os atuais sistemas CAM disponíveis no
mercado oferecem diversas estratégias de usinagem, geralmente dependentes da
geometria da superfície. A qualidade da superfície usinada resulta da escolha da
estratégia e dos parâmetros de corte ideais ao processo (LAVERNHE, 2010).
Os recentes desenvolvimentos nos sistemas CAM permitiram a fabricação
de complexas geometrias, contudo os sistemas CAM disponíveis no mercado levam
em consideração apenas os aspectos geométricos do modelo gráfico, deixam os
detalhes técnicos da estratégia para o programador. Em geral, os sistemas CAM
abordam a tolerância de fabricação a nível macrogeométrico, desconsiderando os
aspectos tecnológicos da usinagem tais como as forças de corte, o desgaste da
ferramenta ou mesmo as propriedades do material da peça. Em função da
complexidade da tarefa, apresentando fatores que se não compreendidos afetam os
erros geométricos e a qualidade da superfície em processos de usinagem diversos
estudos, assim como este, tem sido desenvolvidos com intuito de compreender os
3
fenômenos e simplificar as decisões de processo. A partir das características do
processo. Diferentes modelos foram propostos para minimizar as forças de
usinagem, aumentar a vida da ferramenta e corrigir os erros geométricos. Contudo
pouco se aborda sobre a qualidade da superfície, aspectos de engenharia tais como
a textura de peças e as mudanças na estrutura dos materiais (LAZOGLU, 2009).
Sem um entendimento claro sobre as causas dos erros geométricos e dos
problemas com a rugosidade no processo de usinagem em máquinas multi-eixos, as
soluções disponíveis para sua minimização são dificilmente atingidas. As vantagens
do uso destes equipamentos tais como a redução dos tempos de fabricação, a
melhoria da qualidade da superfície e a exatidão geométrica tornam-se menos
distantes a medida que se conhece a influência dos parâmetros de corte no
processo de usinagem.
1.1 OBJETIVO GERAL
Analisar a influência dos parâmetros de corte do fresamento na estratégia de
acabamento de superfícies complexas, para fabricação de aletas de rotor em um
centro de usinagem 4 eixos.
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Esta dissertação tem como objetivos específicos:
a) Estabelecer o estado da arte para o processo de fresamento multi-eixos através
da pesquisa bibliográfica para definir os experimentos e embasar a discussão
dos resultados.
b) Analisar a influência do sentido de corte (concordante e discordante) nos desvios
de forma e na rugosidade da superfície.
c) Analisar a influência da profundidade de corte radial (ae) nos desvios de forma e
na rugosidade da superfície.
d) Analisar a influência do avanço por aresta (fz) nos desvios de forma e na
rugosidade da superfície.
e) Comparar os parâmetros Ra, Rz, Ry e RSm na caracterização da rugosidade das
superfícies usinadas.
4
1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO
Capítulo 1 - Neste capítulo fez-se a Introdução, a contextualização e a
caracterização do problema. Apresenta-se um cenário da crescente aplicação e do
papel das máquinas multi-eixos na evolução da manufatura. Faz-se uma abordagem
sobre as vantagens e os desafios postos a essa tecnologia e os recentes
desenvolvimentos nos sistemas CAM. Por fim, apresentaram-se o objetivo geral e os
específicos deste estudo.
Capítulo 2 - É apresentada uma revisão da literatura sobre fresamento
multi-eixos, os tipos de configuração de máquina multi-eixos, as operações de
desbaste, alívio de cantos, acabamento, os fatores que influenciam no acabamento
e nos erros de forma de superfícies fresadas. Ainda é apresentada uma revisão da
literatura sobre os parâmetros de rugosidade, os conceitos, os parâmetros mais
comuns (2D) e os novos conforme a norma ISO 25178.
Capítulo 3 - Apresenta-se a metodologia de realização dos experimentos e
das medições dos resultados, assim como os recursos previstos para realização dos
ensaios.
Capítulo 4 - São apresentados os resultados obtidos nos experimentos e a
análise das medições de rugosidade e dos desvios de forma da superfície, conforme
definido na metodologia do experimento no Capítulo 3.
Capítulo 5 - Descrevem-se as conclusões finais do trabalho e os aspectos
importantes e evidenciados, além da sugestão de novos estudos para trabalho
futuros.
Capítulo 6 - Por fim, são apresentadas as referências para elaboração da
revisão da literatura.
Ao final da dissertação encontra-se o apêndice com os resultados
completos das medições realizadas nos laboratórios da SOCIESC, o certificado de
qualidade do aço ABNT H13 e o desenho de detalhamento do corpo de prova.
5
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Neste Capítulo é apresentado o estado da arte para o processo de
fresamento em máquinas multi-eixos e o sistema de Manufatura Auxiliada por
Computador (CAM). Elaborou-se um contexto geral sobre o assunto, as principais
contribuições e as tendências encontradas na literatura e em artigos de
pesquisadores. Além disso, abordam-se assuntos referentes aos resultados da
usinagem tais como os erros de exatidão dimensional e a qualidade da superfície no
processo de fresamento para fundamentação da pesquisa.
2.1 FRESAMENTO MULTI-EIXOS
A programação e a simulação no fresamento em máquinas com mais de três
eixos simultâneos, multi-eixos, seguem os mesmos princípios básicos do processo
com três eixos, sendo muitas vezes aplicadas as mesmas estratégias de usinagem.
Os modelos empregados na simulação do fresamento nos sistemas CAM
desenvolvem o cálculo da trajetória a partir do modelo geométrico, contudo
desconsideram as características do processo que apresenta corte descontínuo,
múltiplas arestas de corte, diversas geometrias de ferramentas de corte e
susceptibilidade a vibrações do sistema máquina-ferramenta-peça (WEINERT et al,
2008).
O fresamento em máquinas com quatro ou mais eixos quando comparado ao
realizado em três eixos oferece como vantagens a maior acessibilidade, melhoria na
qualidade da superfície e o aumento na taxa de remoção de material. Contudo os
modelos para cálculo da trajetória e simulação da usinagem são mais complexos
(TOURNIER et al, 2006; LASEMI et al, 2010; ALTINTAS e SENCER, 2010).
Para Ding et al, (2010) a tecnologia de fresamento em máquinas com quatro
ou mais eixos é bastante recente e um dos desafios está na integração da geração
da trajetória da ferramenta, a simulação geométrica e a simulação dos mecanismos
de corte na usinagem. Na Figura 1 são ilustrados os três grandes desafios para a
usinagem em máquinas cinco eixos e suas relações.
6
Figura 1 - Desafios no processo de fresamento multi-eixos. Fonte: Adaptado de Ding et al, (2010).
Para Langeron et al, (2004) a usinagem em máquinas multi-eixos, neste caso
5 eixos, está sujeita a dois tipos de erros: o geométrico (gerado pelo cálculo de
trajetória) e o mecânico que está relacionado à velocidade e a aceleração dos cinco
eixos ocasionados pela segmentação na trajetória e translação dos eixos, feita
através de interpolação linear.
Segundo Albano (2008) o avanço programado pode ser comprometido na
usinagem de cinco eixos, pois além dos movimentos cartesianos em três eixos, a
máquina deve controlar os dois eixos rotacionais. A velocidade de avanço é
interpolada em cinco eixos, consequentemente é afetada. Em sua dissertação o
autor avaliou os processos de fresamento de três e cinco eixos, na fabricação da
cavidade do molde de injeção. Na Figura 2 apresenta-se a geometria do corpo de
prova utilizado por Albano (2008) em seus estudos de comparação entre as
estratégias de fresamento três e cinco eixos.
7
Figura 2 - Geometria do corpo de prova: agitador - máquina lavar roupa.
Fonte: Albano, (2008).
Em seus experimentos Albano (2008) realizou a usinagem de dois corpos de
prova. O autor avaliou o tempo de fabricação, os custos de processo e os erros
dimensionais. O primeiro fator de saída analisado foi o tempo de fabricação. O
processo de fresamento com três eixos resultou em um tempo total de 792 minutos
enquanto com cinco eixos 1.511 minutos. Este valor representa a somatória da
análise e definição da estratégia e o pós-processamento dos programas gerados.
Deixando evidente que o fresamento cinco eixos proporcionou o maior tempo de
usinagem, aproximadamente 28,5% superior ao processo de fresamento três eixos.
Albano concluiu que a vantagem significativa do fresamento cinco eixos é
evidenciada quando comparado o material remanescente após a usinagem. A Figura
3 apresentam as diferenças entre as superfícies usinadas entre os processos de
fresamento com três e cinco eixos citados por Albano em seu experimento.
8
Figura 3 - Material remanescente do corpo prova. (a) fresamento 3 eixos e (b) fresamento 5 eixos.Fonte: adaptado de Albano, (2008).
Na Figura 3(a) a região destacada ilustra o material não removido pelo
processo de fresamento com movimentos três eixos. Para atingir a geometria
desejada do corpo de prova foi necessário remover esse material através do
processo de eletroerosão. A Figura 3(b) apresentou a mesma região após a
usinagem com estratégia com movimentação nos cinco eixos. O autor destacou que
o fresamento cinco eixos apesar de ter u tempo maior de fresamento reduziu 21% do
tempo total da fabricação do corpo de prova em estudo. Para Albano (2008) outra
vantagem significativa é a redução do processo usinagem de eletroerosão, através
da redução do material remanescente. O fresamento cinco eixos possibilitou uma
redução de 13,6% no custo total. A principal desvantagem do fresamento 5 eixos foi
o maior tempo de programação e simulação, aproximadamente 175% maior que a
simulação e programação em fresamento 3 eixos. (ALBANO, 2008).
Segundo Silva (2006) a exportação do modelo geométrico do sistema CAD
em formatos neutros (IGES e PARASOLID) para sua importação no sistema CAM
gerou em seus experimentos um erro de trajetória da ferramenta no fresamento 5
eixos. O autor atribuiu este problema aos elementos geométricos empregados, tais
como retas e arcos, ocasionando esta descontinuidade no modelamento. Silva
(2006) confirmou sua hipótese utilizando a função “Spline” para suavizar a geometria
do modelamento. Conforme Silva (2006) esta descontinuidade gerou solavancos
(a) (b)
9
durante a usinagem, resultando em um pior acabamento da superfície e na redução
da velocidade de avanço.
Baptistas e Simões (2000) estudaram a influência do ângulo de direção no
acabamento da superfície de corpos de prova de alumínio série 7000 com diferentes
geometrias. Para análise dos resultados os autores separaram os valores de
acabamento em quatro diferentes gráficos comparados por regiões usinadas. A
Figura 4 ilustra os gráficos de rugosidade Ra em função do ângulo de direção de
avanço para as quatro regiões: (a) plano horizontal, (b) plano inclinado, (c) região
convexa e (d) região côncava.
Ângulo de Direção de avanço ( )
Pa
râm
etr
o R
a
(mic
rons)
9075604530150
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
Região Plano Horizontal
o
Ângulo de Direção de avanço ( )
Pa
râm
etr
o R
a (
mic
rons)
9075604530150
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
Região Plano Inclinada
o
(a) (b)
Legenda:
Ângulo de Direção de avanço ( )
Pa
râm
etr
o R
a
(mic
rons)
9075604530150
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
Região Convexa
o
Fresa esférica - 3 eixos
Fresa esférica - 5 eixos
Ângulo de Direção de avanço ( )
Pa
râm
etr
o R
a (
mic
rons)
9075604530150
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
Região Côncava
o
Fresa Topo reto - 3 eixos
Fresa Topo reto - 5 eixos
(c) (d)
Figura 4 - Valores de Ra em regiões usinado. Fonte: Baptista e Simões, (2000).
Baptista e Simões (2000) concluíram que na região plano horizontal, Figura
4(a), a fresa de topo reto no fresamento com três eixos proporcionou melhor
acabamento superficial comparado com a usinagem 5 eixos. Além disso, nesta
10
região os valores de rugosidade para a fresa esférica foram todos superiores aos da
fresa de topo. Conforme os autores na região plana horizontal a velocidade de corte
reduziu em função do contato ferramenta/peça, prejudicando o acabamento da
superfície. Nas outras regiões: plano inclinado (b), região convexa (c) e côncava (d)
a usinagem cinco eixos com a fresa de topo reto também resultou em valores de
rugosidade menores devido a manutenção da velocidade de corte na tangencia da
ferramenta de corte.
Miralles (2009) estudou diferentes estratégias de corte na operação de
acabamento com máquinas 5 eixos. O autor avaliou a exatidão geométrica, o tempo
de usinagem e a qualidade da superfície, associada a cada estratégia de usinagem.
Em sua análise dos resultados o autor relatou que a estratégia empregando o círculo
como fronteira proporcionou uma trajetória suave, movimentando 4+1 eixos. A
estratégia utilizando curva guia “drive” gerou trajetória complexa movimentando os 5
eixos simultâneos. A estratégia de usinagem 360º utilizando uma fronteira circular
apresentou melhor acabamento e menor tempo de usinagem. Os movimentos
concordantes e discordantes gerados pela estratégia Zig-Zag resultaram em uma
superfície com pior acabamento e menor exatidão geométrica quando comparada as
outras estratégias empregadas.
2.2 SISTEMA CAM
Souza e Ulbrich (2009) definem o sistema CAM como um sistema amplo que
envolve todas as etapas de fabricação, contudo atualmente empregado apenas na
elaboração de programas para máquinas CNC. Os sistemas CAM são classificados
em função de características tais como o número de processos disponíveis para
programação (torneamento, fresamento, eletroerosão, puncionamento, entre outros),
o número de eixos de trabalho (2 a 5 eixos), a capacidade de simulação das
trajetórias das ferramentas, o pós-processamento e a aplicação de novas
tecnologias como o desbaste por mergulho e a usinagem com altas velocidades
(HSM). Além disso, a maioria dos sistemas CAM possui módulos de simulação do
processo de produção diretamente pelo computador, que permitem encontrar erros
acidentais no programa do comando numérico (NC) tais como, a colisão da
ferramenta, regiões não usinadas, entre outras características do processo como o
tempo de processamento.
11
No processo de fabricação envolvendo os sistemas CAM o modelo
geométrico a ser usinado é importado do sistema CAD permitindo determinar as
dimensões do bloco de matéria-prima, assim como definir a máquina-ferramenta, o
sistema de fixação da peça, as ferramentas e os parâmetros de usinagem. Após o
cálculo do percurso da ferramenta na estratégia de usinagem, é feito o pós-
processamento gerando assim os códigos que são interpretados e transformados
pelo CNC da máquina em movimentações e acionamentos (ESPINOZA;
SCHAEFFER, 2004).
Holtz (2009) destacou a necessidade da utilização dos formatos neutros
devidos o surgimento de várias tecnologias Cax, e os problemas de comunicação
geométrica entre os diferentes sistemas. Estes problemas estão relacionados,
tolerâncias de importação e exportação do modelo geométrico, influenciando nos
cálculos de trajetórias da ferramenta. Segundo o mesmo autor as ferramentarias da
região de Joinville utilizam o formato neutro IGES. Na análise de alterações
geométricas, Holtz (2009) concluiu que apesar de serem utilizados os mesmo pontos
de referência para construção das curvas. O sistema CAD produziu curvas
diferentes da original, devido ao cálculo matemático em cada software. Já no estudo
da trajetória foram utilizados três corpos de provas, um nativo, modelado no próprio
sistema CAD/CAM, e outros dois importados de diferentes sistemas CAD.
Analisando somente a estratégia de acabamento, os resultados foram comparados
por similaridade. Quando se utilizou o programa importado percebeu-se que foram
geradas diferentes trajetórias calculadas pelo sistema CAM, ocasionando um
programa de maior tamanho e diferentes pontos de entrada no corpo de prova. O
autor sugeriu para trabalhos futuros utilizar o formato STEP, bastante empregado na
linha automobilística ou PARASOLID para verificar possíveis problemas citados.
Neste contexto, Dürr (2000) pesquisou o comportamento das entidades
geométricas após sua importação em três formatos neutros IGES, STEP e VDAFS.
Em sua pesquisa, os elementos geométricos criados no sistema CAD foram
exportados para os três tipos de arquivos neutros. Após a conversão novamente os
arquivos foram importados para outro sistema CAD analisando o comportamento
dos elementos geométricos no novo sistema.
Na Figura 5 está ilustrado o quadro com os elementos geométricos que foram
analisados por Dürr (2000) em cada formato neutro. O autor identificou a existência
12
destes elementos da seguinte forma: (X) se contém o elemento após a conversão,
(E) quando é limitado o elemento após a conversão e (U) quando este elemento
contém como sub-elemento.
Figura 5 - Recursos geométricos contidos após conversão Fonte: Dürr, (2000)
Na Figura 5 o autor reforça as qualidades encontradas em seu estudo sobre
o formato STEP que assegurou uma melhor qualidade e precisão do modelo
convertido, mantendo as características iniciais do modelamento.
2.2.1 Geração de trajetória para fresamento quatro e cinco eixos
Conforme Weinert et al, (2008) a geração da trajetória em fresamento 4 ou
mais eixos, são resultantes dos movimentos de 3 eixos cartesianos simultâneos,
com movimento adicional de rotação em um ou mais eixos. Em muitos casos ainda
vista como um complemento das atuais estratégias de trajetórias 3 eixos. Este
movimento de rotação deve ser livre de colisões, portanto, a escolha da trajetória
ainda necessita um usuário experiente.
13
Para o sistema CAM criar a trajetória, primeiro ele calcula os pontos de
contatos da ferramenta (CC) sobre a geometria CAD. Para o CAM executar a
programação arquivo local de contato (CLF) o sistema utiliza um método de
compensação, calcula-se a localização do ponto central da ferramenta na qual é
denominada localização de contato (CL) os pontos CL são os pontos contidos no
programa CNC finais. (ARIAS, 2009).
Chen et al, apud Pivetta, (2005) afirmam que para obter uma boa qualidade
da superfície a trajetória da ferramenta e o ponto de contato (CC) devem tornar uma
velocidade constante durante a usinagem. Em muitos casos, a trajetória da
ferramenta no ponto de contato (CL) é constante, ocasionando descontinuidade na
superfície usinada. Outro fenômeno que ocorre é a redução da velocidade de
avanço em regiões convexas e aumento da mesma em regiões côncavas. Esta
variação da velocidade de avanço resulta em problemas na superfície a ser usinada.
Para solucionar este problema os autores aplicaram um interpolador de superfície
NURBS. A interpolação NURBS mantém constante a velocidade de (CC), diminuindo
a velocidade de (CL) em regiões côncavas e aumentando em regiões convexas.
2.2.2 Tolerância CAM
Para Souza e Coelho (2003) esta faixa de tolerância está relacionada com a
exatidão geométrica na qual o caminho da ferramenta deverá seguir o modelo
geométrico. Segundo os autores quanto menor esta tolerância, mais próxima do
modelo geométrico ideal a trajetória ficará. Por outro lado, quanto menor a tolerância
do sistema CAM maiores serão os programas NC gerados e maior o tempo de
usinagem. Na Figura 6 Souza e Coelho (2003) apresentam um exemplo de trajetória
criada através da interpolação linear para um mesmo modelo geométrico para dois
valores de tolerância da trajetória no sistema CAM.
14
Figura 6 - Trajetória da ferramenta em função da tolerância do sistema CAM. Fonte: Adaptado de Souza e Coelho, (2003)
Na Figura 6 Souza e Coelho (2003) mostram a trajetória da ferramenta e sua
banda de tolerância e caminho percorrido pela ferramenta. Em cor preta representa
a geometria do corpo de prova em cor azul os dois limites de tolerância CAM
superior e inferior, Na Figura 6(a) percebe-se que a trajetória da ferramenta
representada em cor vermelha fica tangente ao limite inferior da tolerância. Já na
Figura 6(b) a banda de tolerância sendo a metade do valor da tolerância do CAM
percebe-se que a trajetória da ferramenta fica tangente à geometria do modelo.
Segundo Souza (2001) os diferentes métodos de interpolação linear (G1) de
segmentos de retas, e circular (G2 ou G3) aplicados em geometrias complexas
ocasionam solavancos no deslocamento dos eixos nas máquinas CNC. O
pesquisador comparou o tempo efetivo de usinagem relacionando a velocidade de
avanço real com a programada. A geometria empregada seguiu os mesmos critérios
do padrão criado pela associação alemã Nc-Gelssellschaft para homologação de
fresadoras HSM. Este mesmo autor concluiu que a interpolação linear (G1) gerou
programas relativamente maiores que aqueles que empregaram interpolação circular
(G2 ou G3). O aumento do volume de informação limitou a velocidade de avanço em
67% para a interpolação linear (G1). Já a interpolação circular (G2 ou G3) gerou um
programa relativamente menor, permitindo com isso a máquina atingir 100% da
velocidade de avanço programada em toda a usinagem. A Figura 7 ilustra o corpo
15
de prova empregado por Souza (2001) e as variações de velocidades de avanço
obtidas no experimento.
Figura 7 - Máxima velocidade de avanço - interpolação linear. Fonte: Souza, (2001)
Na Figura 7 são apresentadas as velocidades de avanço obtidas na
interpolação linear (G1). Conforme Souza (2001) o valor programado de 2000
mm/min foi atingido somente em duas regiões da peça. Apenas nas regiões com
características de semi-retas o avanço chegou a 100% do valor programado.
Conforme Souza (2004) a interpolação linear (G1) influência na velocidade de
avanço em geometrias complexas. Neste contexto, através de um sistema de
aquisição das velocidades individuais de cada eixo na máquina CNC o autor
registrou estas oscilações. A geometria estudada é apresentada na Figura 8(a) na
qual para os semi-círculos 1 e 3 foram utilizadas a interpolação linear (G1) e no
semi-círculo 2 foi aplicada a interpolação circular (G2) todas com avanço de 3500
mm/min.
(a)
16
(b)
(c)
Figura 8 - Corpo de prova velocidade de avanço. Fonte: Souza, (2004).
No gráfico da Figura 8(b) os resultados mostraram que não houve variação de
oscilações de avanço representados em cor rosa na interpolação circular G02 a
velocidade de avanço atingiu 100% o programado. Entretanto na Figura 8(c) a
interpolação G1 a velocidade de avanço apresentou variações ao longo da trajetória.
2.2.3 Estratégias de usinagem quatro e cinco eixos.
Do ponto de vista de Silva (2006) muitas estratégias de usinagem quatro e
cinco eixos são estudadas, porém, ainda é um desafio a geração das trajetórias
livres de erros sem a interferência ou experiência do operador. As estratégias de
usinagem são classificadas em: ISO-paramétrica, ISO-planar ou cartesiana e altura
de crista constante.
17
Para Silva (2006) a estratégia isoparamétrica tem a vantagem da
representação paramétrica da superfície, sendo o método de geração mais
frequente utilizado. A trajetória da ferramenta na estratégia ISO-paramétrica em
algumas situações geram problemas de acabamento na superfície, com alturas de
crista diferentes, devido à transformação não uniforme na superfície usinada.
Outro problema analisado por Silva (2006) é proveniente da forma de modelar
a superfície. A operação booleana, método de subtração, faz com que a curva
isoparamétrica não coincida com a original, por consequência, a curva não está mais
adaptada à borda original proporcionando problemas na usinagem.
2.3 TIPOS DE MÁQUINA FERRAMENTA COM CINCO EIXOS.
Silva (2006) e Miralles (2009) relatam que em geral, as máquinas CNC com
cinco eixos, possuem os três eixos convencionais relacionados por coordenadas
cartesianas (X, Y, Z) com movimento de translação e outros dois eixos auxiliares de
rotação (A, C), estando ligados ao tipo de máquina ferramenta. A Figura 9 ilustra um
exemplo de concepção de máquina ferramenta com cinco eixos e rotação na mesa.
Figura 9 - Máquina ferramenta de cinco eixos de rotação na mesa (A, C). Fonte: Siemens, (2004).
Ainda segundo Silva (2006) e Miralles (2009) este tipo de máquina é a mais
econômica, por ser possível realizar os movimentos dos 5 eixos só pela adição do
mecanismo na mesa em uma máquina 3 eixos. Outra vantagem descrita pelos
autores está relacionada à carga recebida no fuso que seria maior comparada com
as demais. Porém, apresenta a desvantagem de possuir limite de peso e tamanho.
18
A máquina ferramenta empregada neste estudo apresenta a mesma
constituição de movimentos dos eixos, contudo apenas para quatro eixos (X, Y, Z e
A) não possuindo o eixo (C).
Na Figura 10 apresenta-se outro tipo de concepção de máquina ferramenta
com o movimento de rotação no cabeçote eixo (C) este tipo de máquina tem a
vantagem de trabalhar com peças mais pesadas, por consequência, é limitada na
força exercida no fuso.
Figura 10 - Máquina de cinco eixos rotação (A, C) no cabeçote. Fonte: Siemens, (2004).
A Figura 11 ilustra uma terceira concepção de máquina com cinco eixos.
Nesta o eixo de rotação (C) fica sobre a mesa e o eixo de rotação (A) é aplicado no
cabeçote.
Figura 11 - Máquina de cinco eixos de rotação (A) no cabeçote e (C) na mesa. Fonte: Siemens, (2004).
19
Este tipo de configuração é utilizada em peças cilíndricas com rebaixos em
torno de sua periferia. Este tipo de máquina tem limitação no peso das peças e na
força exercida no fuso.
2.4 ESTRATÉGIAS DE USINAGEM NO SISTEMA CAM
Após ter concluído o projeto do molde no sistema (CAD) com o
acompanhamento da análise sobre o efeito das variáveis no processo de injeção
pela Engenharia Auxiliada por Computador (CAE). Passa-se à etapa de fabricação
do ferramental utilizando o CAM. Conforme Espinoza e Schaeffer (2004) a
fabricação do ferramental com máquinas de usinagem com controle numérico
computadorizado CNC necessitam de informações que descrevem as características
do produto através de modelos tridimensionais no CAD. O sistema CAM reconhece
estas informações, mas não trabalha completamente automatizado, sendo
necessários profissionais experientes para tomada de decisão sobre a estratégia de
usinagem.
Os sistemas CAM são empregados para o desenvolvimento destas
estratégias criando a trajetória de usinagem sendo pós-processado a linguagem de
programação das máquinas CNC. Estes sistemas permitem analisar e determinar as
operações de desbaste, semi-acabamento e acabamento para a fabricação dos
componentes do molde de injeção. Nas estratégias de usinagem devem ser
estabelecidos os parâmetros de trabalho tais como a ferramenta, o sistema de
fixação da peça, os parâmetros de corte, o bloco bruto a ser usinado e as operações
elementares para obtenção do produto (SOUZA e ULBRICH, 2009).
Neste contexto, Souza e Ulbrich (2009) afirmam que o referenciamento das
coordenadas de trabalho deve ser comum em todos os processos, no modelamento
CAD, na programação CAM, na programação CNC manual, evitando assim
retrabalho em cada etapa. O importante é que o usuário compreenda cada etapa do
processo evitando o erro.
Para elaborar a estratégia de desbaste, deve-se criar um bloco prismático
representando o sobremetal da cavidade. As estratégias de desbaste devem
aproximar a forma geométrica do produto sendo estas avaliadas em função do
tempo de usinagem e da uniformidade do sobremetal deixado para as operações de
20
acabamento, em muitos casos existe a necessidade de gerar uma estratégia de
alívio de cantos ou pré-acabamento (SOUZA, 2004).
2.4.1 Desbaste
Segundo Lee (1998) a operação de desbaste pode ser realizada de duas
formas diferentes conforme matéria prima recebida. Podendo ser na forma fundida
conforme geometria a usinar com um sobre metal constante, ou na forma de bloco
bruto com maior volume de material.
Souza (2004) relata que as operações de desbaste em material bruto
geralmente são utilizadas a estratégia de 2 ½ eixos, na qual a ferramenta é
posicionada a uma profundidade (Z) determinada pela profundidade de corte axial
(aP) e os eixos (X e Y) removem o material até o sobremetal determinado pelo
programador e a geometria do produto. O material bruto da forma fundida
geralmente é desbastado utilizando a estratégia de usinagem ISO paramétrica
fazendo com que a ferramenta remova o material direto na geometria modelada
evitando movimentos em vazio.
2.4.2 Alívio de cantos e pré-acabamento
Segundo Souza (2004) este tipo de operação em geral é utilizada para
remoção do material remanescente deixado no processo de desbaste devido à
limitação geométrica do produto e da ferramenta de corte empregada.
Para Arias (2009) o alívio de canto é utilizado para redução do raio deixado
na operação de desbaste chegando o mais próximo da medida do produto. O pré-
acabamento é uma remoção do material remanescente deixado em forma de
degraus nas operações de desbaste e alívio de cantos. Esta estratégia deixa um
sobremetal constante facilitando o processo de acabamento na remoção de volume
de material constante.
2.4.3 Acabamento
Souza (2004) relata que o acabamento é a operação de fresamento CNC
tridimensional, podendo a estratégia de usinagem ser realizada com movimentos
21
simultâneos em 3, 4 e 5 eixos. Visando a remoção do sobremetal deixado nas
etapas anteriores proporciona melhor qualidade dimensional e da superfície.
Segundo Arias (2009) a operação de acabamento é a etapa que remove o
material deixado pelo processo de desbaste, alívio de cantos e pré-acabamento.
Sendo feita geralmente em operações de três eixos com várias estratégias de
usinagens disponíveis.
2.5 FATORES QUE INFLUÊNCIAM O ACABAMENTO
Capla (2006) pesquisou os fatores que influenciam no acabamento em
usinagem de superfícies complexas, em altas velocidades de cortes. Em seus
estudos o autor identificou quais as características mais relevantes para preservar a
qualidade de uma superfície em função da deflexão da ferramenta devido ao
excedente de sobre metal nas operações de desbaste. As variáveis em estudo foram
balanço, diâmetro da ferramenta, trajetória da ferramenta e material não uniforme
deixado após a usinagem. Durante o seu estudo, Capla (2006) utilizou três corpos
de prova com diferentes ângulos (75º), (45º), (7º), na estratégia de usinagem de
acabamento ascendente e descendente, comparando sua qualidade superficial. O
autor concluiu que quanto menor o ângulo de inclinação no plano (X e Y) maior será
o volume de material excedente. Devido à inclinação da superfície, o ponto de
contato entre ferramenta e peça proporciona velocidades de corte variável, o que
repercutiu no acabamento da superfície muitas vezes de forma negativa. Em regiões
de pequenas inclinações (7º) o sentido corte que proporcionou melhor acabamento
foi o descendente. Em regiões com inclinação maior (45º, 75º) o sentido de corte
que ocasionou melhor acabamento superficial foi o ascendente. Também foi
observado que quanto maior comprimento de balanço pior foi o acabamento da
superfície.
Ibaraki et al, (2011) destacaram existir melhor precisão dimensional e
geométrica em centros de usinagem de cinco eixos. Os autores relacionaram os
erros de posicionamento devido às incertezas nos dispositivos de fixação e do
próprio processo de orientação em novas fixações. A orientação angular da
ferramenta de corte reduz a necessidade de operações secundárias de acabamento
mantendo um sobremetal mais uniforme e o ângulo de contato formado entre a
22
ferramenta e a peça que permite aproveitar melhor a velocidade de corte da
ferramenta, melhorando o nível de acabamento da superfície usinada (CHEN et al,
apud PIVETTA, 2005; BOUZAKIS et al, 2003).
Segundo Pivetta (2005) no processo de fresamento a cinemática destas
máquinas permite reduzir o número de ferramentas substituindo ferramentas de topo
esférico por ferramentas de topo reto mantendo um melhor controle da altura de
crista tanto em superfícies rasas quanto em paredes inclinadas no produto. Weinert
et al, (2008) empregaram modelos numéricos por elementos finitos para predizer as
vibrações e a qualidade da superfície gerada no fresamento de paredes finas em
máquinas com 5 eixos. Os autores integraram as etapas de modelamento
geométrico da peça no sistema CAD com a geração do trajeto da ferramenta. As
interações entre os modelos geométricos da peça bruta, o modelo de referência, a
peça e a geometria da ferramenta de corte resultaram no movimento de trajeto da
ferramenta conforme a estratégia de usinagem e as condições de trabalho pré-
estabelecidas. Para validação dos resultados os autores conduziram um
experimento de usinagem de uma placa de alumínio (Al 7075 T6) com as seguintes
dimensões 80 mm x 40 mm x 5 mm em um centro de usinagem cinco eixos marca
Röders modelo TEC RFM 1000 nas mesmas condições da simulação realizada por
elementos finitos.
Apesar de a máquina possuir 5 eixos de movimentação a estratégia de
usinagem aplicada por Weinert et al, (2008) foi relacionada apenas com 2 eixos,
sendo o eixo (Z) para incremento da profundidade de corte. Os autores optaram por
esta estratégia para isolar outras fontes de vibrações, tais como a rigidez da
estrutura da máquina-ferramenta e o atrito entre as guias dos eixos da máquina.
A Figura 12 apresenta os resultados do experimento e da simulação, a
imagem obtida pela simulação e a foto da superfície obtida pelo processo de
fresamento.
23
(a) (b)
(a) (b)
Figura 12 - Medição e simulação das vibrações no fresamento cinco eixos do Al7075. Fonte: Adaptado de Weinert et al. (2008).
Weinert et al, (2008) compararam de forma visual o resultado da usinagem e
a imagem de foto realismo gerada pelo simulador da usinagem. No espectro das
vibrações geradas pelo sistema máquina-ferramenta-peça os autores identificaram a
frequência de 667 Hz para o contato ferramenta-peça e a frequência regenerativa a
1000 Hz.
2.5.1 Deformações relativas entre ferramenta e peça.
Altintas (1995) descreveu que a precisão das superfícies usinadas é afetada
pela exatidão de posicionamento da ferramenta em relação à peça. Estas são
24
produzidas por cargas e forças no momento do corte, contribuindo para o desvio
dimensional, resultando em erros geométricos. Estes erros são decorrentes da
deflexão da ferramenta devido à ação da força de usinagem. A ferramenta de corte é
geralmente a parte mais flexível no conjunto máquina-ferramenta.
Para evitar a deflexão da ferramenta Lópes de lacalle et al,(2004) adotaram a
relação comprimento da ferramenta e balanço. Estes pesquisadores utilizaram o
seguinte conceito para obter o coeficiente de esbeltez [L3/D4]. Este coeficiente
empregado por Lópes de Lacalle et al, (2004) e Aguiar (2012) com um valor de
referência de 20 foi empregado na Equação (1) para determinar o comprimento
máximo (L) da ferramenta.
L = 3√ coeficiente de esbeltez x D4 (1)
L 30 mm Onde: L = comprimento da ferramenta (mm) D = diâmetro da ferramenta (mm)
Para Altintas e Budak (1995) as deflexões são consideradas críticas na
usinagem de paredes finas, sendo evidentes em geral em materiais de alta liga, tal
como o aço ABNT H13 ou alumínio apresentando espessura inferior a 5 mm e
alturas superiores a 30 mm. Segundo os mesmos autores as deflexões estáticas
produzem erros de forma e os deslocamentos dinâmicos prejudicam o acabamento
da superfície. A Figura 13 ilustra um exemplo de deflexão da ferramenta.
Figura 13 - Deflexão da ferramenta de topo devido à força de usinagem. Fonte: Adaptado de Polli, (2005)
25
Na Figura 13 representa graficamente o efeito da deflexão na ferramenta no
momento do corte, quanto maior a força de corte e o comprimento de balanço maior
a deflexão da ferramenta.
López de Lacalle et al, (2006) destacam que os erros dimensionais podem ser
minimizados de duas formas. A primeira é através da programação, tentar reduzir as
forças médias de corte minimizando assim a deflexão do conjunto máquina-
ferramenta-peça. A segunda é através da seleção de diferentes direções de
usinagens, no caso de máquinas 4 ou 5 eixos a abordagem pode ser diferente
devido à mudança de plano de trabalho e a direção da resultante de força à medida
que os eixos movimentam-se simultaneamente.
Segundo Ferreira (2013) os erros de forma na usinagem de geometrias
complexas podem ser atribuídos a diversos fatores tais como, erros da máquina
(folgas, interpolações, etc), erros de processo (deflexão da ferramenta, folgas em
dispositivos de fixação, etc), erros de trajetória no sistema CAM e os erros do
sistema de medição. O autor destacou que em seus experimentos as maiores
parcelas dos desvios de forma resultaram dos erros de posicionamento dos eixos
durante a movimentação da máquina CNC e da deflexão da ferramenta. O mesmo
autor relatou a influência do método de interpolação (linear ou circular) na deflexão
da ferramenta de corte e por consequência no erro geométrico sugerindo a hipótese
de variação do avanço em função do número de segmentos calculados pelo sistema
CAM.
2.6 AÇO FERRAMENTA PARA TRABALHO A QUENTE - ABNT H13
Os aços para trabalho a quente, série H (hot working), são aços de média e
alta liga, com baixos teores de carbono ligados principalmente ao cromo, com
adições de molibdênio e vanádio em quantidades menores. O aço ABNT H13 é o
mais utilizado dessa família, numa faixa ampla de dureza, entre 44 - 50 HRC
(VILLARES METALS, 2013).
Segundo o METALS HANDBOOK (2002) o aço ferramenta ABNT H13 tem a
seguinte composição química: C - 0,32 a 0,45 %; Cr - 4,75 a 5,50 %; Si - 0,8 a 1,2
%; Mo - 1,10 a 1,75 %; Mn - 0,20 a 0,50 % e V - 0,8 a 1,2 %.
26
Em geral estes aços são aplicados na fabricação de moldes para fundição
sob pressão de alumínio, ferramentas para extrusão a quente, matrizes de
forjamento entre outras. As principais propriedades requeridas são resistência à
deformação em temperaturas elevadas e no tratamento térmico, resistência a trincas
a quente e ao impacto e alta usinabilidade (ASM, METALS HANDBOOK, 2002).
2.7 PARÂMETROS DE RUGOSIDADE/TEXTURA
Para representar e quantificar a qualidade das superfícies obtidas por
diversos processos de fabricação foram desenvolvidos parâmetros de rugosidade a
partir do perfil medido sobre a superfície. Contudo, apesar do grande número de
parâmetros desenvolvidos até hoje, não se pode garantir a completa descrição da
textura da superfície e os efeitos nas aplicações de engenharia. (MALBURG et al,
1993).
2.7.1 Parâmetros verticais ou de amplitude
A maioria dos parâmetros 2D definidos na norma ISO 4287 são expressos por
modelos matemáticos que representam o perfil efetivo da superfície. O parâmetro Ra
é mais conhecido, aceito e aplicado mundialmente. É utilizado praticamente em
todos os processos de fabricação e todos de medição de rugosidade (MALBURG et
al, 1993).
O parâmetro Ra é definido como a média aritmética dos valores absolutos das
ordenadas de afastamento (yi), dos pontos do perfil de rugosidade em relação à
linha média, dentro do percurso de medição (lm). O valor da grandeza (Ra) pode
corresponder à altura de um retângulo, cuja área é igual à soma absoluta das áreas
delimitadas pelo perfil de rugosidade e pela linha média, tendo por comprimento o
percurso de medição (lm).
Segundo Bet (1999) os parâmetros Ra, Rz e Ry devem ser utilizados em
conjunto para uma melhor representação da média das ordenadas de um perfil de
rugosidade.
O parâmetro Ry é definido como o maior valor das rugosidades parciais (Zi)
que se apresenta no percurso de medição (lm). Permite a fácil relação com as
27
medidas dos picos e vales obtidos no perfil de rugosidade. Com um princípio
semelhante o parâmetro Rz é calculado pela média das distâncias pico a vale de
cinco comprimentos de amostragem. Assim como o parâmetro Ra é muito útil na
comparação entre duas superfícies oriundas de um mesmo processo de fabricação
(MALBURG et al, 1993).
Estes mesmos modelos foram adaptados à característica tridimensional das
superfícies para definição dos parâmetros de rugosidade tridimensionais
apresentados na norma ISO 25178. Por exemplo, a equação que define o parâmetro
Sa tem a mesma lógica empregada no cálculo do parâmetro Ra, apenas a análise é
estendida para um plano de medição. O mesmo ocorreu para os parâmetros Sq, Ssk,
Sp, Sv e Sz. Duho e McCormick (2007) compararam a repetibilidade dos parâmetros
de rugosidade verticais 2D e 3D em seus estudos e chegaram a conclusão que os
parâmetros tridimensionais apresentam uma leitura mais confiável com menor
incerteza. A Figura 14 mostra o gráfico comparando o número de medições
necessárias para garantir a leitura para um intervalo de confiança de 95%.
Parâmetros de rugosidade 2D
Núm
ero
de M
ediç
ões
zvkkpka
14
12
10
8
6
4
2
0R R R R R
Parâmetros de rugosidade 3D
Núm
ero
de M
ediç
ões
zvkkpka
14
12
10
8
6
4
2
0S S S S S
Figura 14 - Número de medições necessárias para os parâmetros de rugosidade 2D e 3D. Fonte: adaptado Duho e McCormick, (2007).
Conforme os autores apresentaram na Figura 14 os parâmetros de
rugosidade 3D podem reduzir o número de medições necessárias para avaliação da
textura da superfície. Contudo, Blateyron (2006) destacou que parâmetros
bidimensionais tais como Ry e Rmáx foram simplificados pelo parâmetro Sz devido à
similaridade entre eles e mesmo na revisão da norma ISO 4287 de 2008 surgem
algumas dúvidas devido ao surgimento do RZmáx.
Na Tabela 1 apresentam-se os principais parâmetros de altura empregados
na qualificação da textura de superfícies.
28
Tabela 1: - Parâmetros de altura conforme a ISO 25178.
Fonte: ISO 25178, (2011)
Parâmetros Nome
Sq Média quadrática dos picos e vales
Ssk Assimetria da distribuição
Sku Curtose da distribuição
Sp Altura dos maiores picos
Sv Profundidade dos maiores vales
Sz Altura máxima da superfície
As Média aritmética das alturas
2.7.3 Parâmetros de espaçamento
Estes parâmetros permitem avaliar a isotropia ou anisotropia de uma
superfície. As superfícies encontradas na indústria em geral apresentam um
comportamento cíclico com uma orientação da textura predominante caracterizadas
pelo processo de fabricação tais como torneamento, fresamento, furação,
brunimento entre outros. Contudo, há processos como a usinagem por descarga
elétrica (eletroerosão) usinagem química e mesmo a pintura que geram texturas com
um relevo irregular e totalmente aleatório. Estes parâmetros permitem identificar a
porcentagem de isotropia da superfície (Str), a existência ou não de picos para
ancoragem de revestimentos (Sal) e a direção predominante da textura da superfície
(BLATEYRON, 2006). O parâmetro de rugosidade RSm é um perfil de ondulação ou
de espaçamento médio definido com uma distância média entre os elementos de
perfil (Xs) que interceptam a linha média a princípio este parâmetro é independente
do valor da amplitude do perfil de rugosidade (NBR ISO 4287: 2002).
Na Tabela 2 apresentam-se os principais parâmetros de espaçamento ou
distanciamento empregados na qualificação da textura de superfícies.
29
Tabela 2: - Parâmetros de espaçamento conforme a ISO 25178.
Fonte: ISO 25178, (2011)
Parâmetros Nome
Sal Taxa de autocorrelação do decaimento mais rápido.
Str Razão de aspecto da textura da superfície.
Std Direção da textura na superfície.
Apesar de existirem diversos outros parâmetros aplicados na indústria neste
estudo apenas os parâmetros Ra, RZ, Ry e RSm foram abordados. Estes parâmetros
foram empregados na metodologia do experimento para avaliação dos resultados da
rugosidade e caracterização da textura das superfícies dos corpos de prova.
2.7.4 Medição da rugosidade/textura
Segundo Jiang et al, (2007) o primeiro passo na análise de área de superfície
textura foi tomado por Williamson que construiu o primeiro sistema de medição de
superfície da topografia de uma superfície em 1968. Grieve em 1970 construíram um
sistema baseado em uma sonda mecânica em forma de estilete. Ambos os sistemas
foram baseadas essencialmente em fazer medições ao longo traços paralelos
usando um sistema de apalpador convencional. No entanto, o avanço na medição
de textura da superfície foi lento até o advento da nova geração de computadores na
década em 1980, tornando as medições de área mais práticas em termos de lidar
com a grande quantidade de dados envolvidos.
Instrumentos comerciais de medição da textura de superfícies 3D
gradualmente tornaram-se disponíveis no início da década de 90. A Somicronic na
França e Taylor Hobson no Reino Unido tem desenvolvido sistemas de medição com
contato, enquanto que nos Estados Unidos da America (EUA) a empresa Wyko
desenvolveu um sistema baseado em interferometria óptica. Esses sistemas
pioneiros permitiram uma boa visualização da superfície com um pequeno número
de parâmetros estatísticos para quantificar a topografia. As técnicas de
instrumentação evoluíram e a instrumentação adota agora uma vasta gama de
princípios incluindo o sistema de contato com estilete, a interferometria de fases, a
interferometria de luz branca, a microscopia de sonda cromática, as técnicas de luz
30
estruturada, a microscopia eletrônica de varredura, a microscopia de tunelamento e
a microscopia de força atômica (DUHO; Mc CORMICK, 2007).
Segundo Jiang et al, (2007) as comparações entre os diferentes princípios de
funcionamento e a capacidade de medição da textura da superfície instrumentação
indicam que a amplitude da textura e o comprimento de onda são fatores decisivos
na escolha do equipamento de medição da rugosidade. Estes valores de amplitudes
e escalas são ilustrados na Figura 15.
Figura 15 - Campo de aplicação dos instrumentos de medição de rugosidade para diferentes princípios de funcionamento.
Fonte: adaptado de JIANG et al, (2007)
Jiang et al, (2007) demonstraram a relação entre a capacidade de
funcionamento de um instrumento e suas restrições em relação aos atributos como a
resolução e a área de medição. Vorburger et al, (2007) desenvolveram o esquema
básico de orientação que hoje serve de guia para a especificação do instrumento na
metrologia para as necessidades de medição de textura.
31
2.7.5 Instrumentos de medição de rugosidade
Há uma série de métodos alternativos para medir a rugosidade da superfície,
na Tabela 3 Conroy e Armstrong (2005) apresentaram uma comparação
condensada destes.
Tabela 3: - Princípios de medição da rugosidade, características e aplicações.
Fonte: CONROY e ARMSTRONG, (2005)
Instrumentos Características Comentários Aplicações
Rugosímetro de estilete
Medidas de perfil de superfície ao longo de uma linha de contato usando um estilete
A geometria da ponta
limita a resolução do
instrumento.
Na produção em geral, em pesquisas sobre usinabilidade.
STM/AFM Medidas de perfil de superfície ao longo de uma linha usando um estilete sem contato
Capaz de resolução atômica. Não pode medir superfícies maiores do que uns poucos mm.
Em pesquisas sobre materiais e processos
Rugosímetro óptico WLI
Deriva a rugosidade da superfície por comparação interferométrica a uma superfície de referência.
Sensível às vibrações do ambiente. Não é adequado para grandes superfícies.
No controle de componentes ópticos, peças usinadas em baixa produção.
Rugosímetro óptico Confocal
Deriva rugosidade da superfície e dados de freqüência espacial da distribuição de luz difusa
Insensíveis à vibração do ambiente. Faz medições em grandes superfícies.
No controle de componentes ópticos, peças usinadas em grande volume.
O conhecimento detalhado destas técnicas e suas limitações são
fundamentais para medir adequadamente, compreensão e interpretação dos
resultados de qualquer sistema.
2.7.5.1 Rugosímetro com sonda estilete
O primeiro verdadeiro instrumento capaz de medir a textura de uma superfície
com um único perfil bidimensional teve sua gênese em uma tese de mestrado em
1941 (JIANG et al, 2007). Este transdutor fundamental é conhecido como
perfilômetro de estilete. Como o nome sugere, neste tipo de instrumento com um
apalpador em forma de agulha (geralmente de diamante) é arrastado ao longo da
superfície. O movimento resultante vertical da ponta de diamante comprime um
elemento piezoelétrico, que gera uma resposta de variação de tensão bastante
linear (JIANG et al, 2007).
32
Figura 16 - Princípio de funcionamento do rugosímetro estilete. Fonte: Adaptado de JIANG et al (2007)
Este é um bom método para a análise da rugosidade em áreas pequenas ou
superfícies que não se deformem pelo contato da ponta ou da sapata (BET, 1999).
Tem como vantagens (i) a aceitação, pois a maioria dos padrões de referência para
as superfícies são escritos para rugosímetros com sonda estilete, (ii) a aplicação no
ambiente de produção em ambientes a exigência de grande controle, (iii) este
método não é sensível a refletância ou cor da superfície, (iv) a resolução ser tão
pequena quanto 20 nanômetros, significativamente melhor do que a óptica feita pelo
laser de luz branca e o (v) fato de ser uma técnica de medição direta.
Em contra partida para medição de superfícies macias, como materiais
semicondutores ou revestidos e para óptica de precisão, uma vez que a força
excessiva de medição e a velocidade de movimentação podem resultar em danos a
superfície e uma carga muito pequena podendo não ser suficientes para registrar
todas as características de superfície. Outro problema relacionado é a resolução do
instrumento que depende da geometria da ponta e do percurso do apalpador. Em
geral estes rugosímetros tem um alcance vertical muito limitado, normalmente de
100m a 300m. Como resultado, as superfícies tinham que ser manualmente
niveladas para permitir que o perfil situa-se dentro da faixa vertical do instrumento, o
processo de medição é muito demorado e limitado a gama de superfícies que
possam ser medidos (VORBURGER et al, 2007).
Os fabricantes de rugosímetros desenvolveram um novo sistema com um
transdutor interferométrico que aumentou a faixa vertical de trabalho e melhorou
também a calibração para corrigir as não linearidades na medição devido
33
principalmente ao movimento do braço do apalpador (Figura 17). Essa calibração
melhorada foi possível devido a dois desenvolvimentos. Um destes
desenvolvimentos foi que a direção transversal horizontal possuía uma grade linear
para garantir o posicionamento preciso (instrumentos anteriores contavam com
tempo para determinar a posição transversal). Outro desenvolvimento foi à utilização
de algoritmos que determinam as constantes de calibração automaticamente,
através da medição de uma esfera calibrada, para garantir um sistema de
coordenadas cartesianas precisos no plano de medição. Este transdutor assistido
pelo laser permitiu hoje a aplicação de uma ampla gama de instrumentos textura da
superfície, que possui uma grande amplitude vertical, de até 24 mm com uma
resolução simultânea de 0,1 nm (TAYLOR HOBSON, 2011).
Figura 17 - Esquema de funcionamento do rugosímetro estilete com transdutor laser. Fonte: Adaptado de JIANG et al., (2007)
34
3 MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo são apresentados os recursos e os procedimentos adotados
para realização dos experimentos a fim de atingir os objetivos propostos no Capítulo
(1), empregando as estratégias e os conceitos de usinagem multi-eixos em sistemas
CAM, abordadas no Capítulo (2).
A metodologia empregada neste trabalho foi baseada no desenvolvimento
experimental de ensaios sistemáticos em laboratório reproduzindo situações
similares às encontradas no ambiente industrial. Os experimentos foram planejados
a fim investigar a importância relativa das variáveis de entrada na estratégia de
fresamento 4 eixos conforme descrito no Capitulo (1). As atividades experimentais
foram realizadas com foco nos resultados da textura da superfície e da exatidão
geométrica na operação de acabamento. Para execução dos experimentos foi
necessário um estudo prévio da capacidade da máquina CNC para os ensaios de
usinagem. A estratégia de usinagem selecionada opera a máquina movimentando
os eixos de forma simultânea e foi observado o comportamento do material dos
corpos de prova e a resistência da ferramenta de corte nas operações de desbaste e
pré-acabamento. A partir destas observações foi possível validar os dados de corte
para determinar as condições mais favoráveis de usinagem. Após a análise, foram
conduzidos ensaios finais para comprovação dos resultados, gerando desta forma a
base para fundamentar a análise e conclusões finais.
Os recursos utilizados são detalhadamente apresentados nas seções que se
sucedem.
3.1 MÁQUINA FERRAMENTA
Os experimentos foram realizados no centro de usinagem vertical 4 eixos da
marca Diplomat, modelo Skybull 600. Esta máquina ferramenta possui comando
numérico computadorizado (CNC) e apresenta as seguintes características
tecnológicas: motor do eixo-árvore com 7,5 kW de potência, faixa de rotação de 50 a
8000 rpm, sistema de fixação ISO 40 e magazine com capacidade 20 ferramentas. O
35
comando numérico Fanuc Oi/MD, linguagem de programação ISO. A Capacidade de
deslocamentos dos eixos, X, Y, Z, respectivamente 800, 500, 500 mm e eixo (A)
rotação 360 graus. A transmissão dos programas gerados no CAM foi feita via
interface RS-232 do computador ao CNC transmissão de dados por blocos. A Figura
18 mostra a máquina descrita.
Figura 18 - Centro de usinagem Skybull600 utilizado nos experimentos.
3.2 CORPO DE PROVA
Para definir a geometria do corpo de prova foi realizado um breve estudo
para atender o objetivo do estudo e respeitar as limitações da máquina ferramenta e
da estratégia de usinagem 4 eixos. Como não há um corpo de prova padrão para
realizar ensaios de usinagem em máquinas multi-eixos. Foram observadas as
características dos corpos de provas empregados por Silva (2006) e por Albano
(2008) e a partir das características de movimentação da máquina ferramenta foi
definida uma geometria para o estudo. Esta geometria contém um cilindro e várias
36
aletas com contorno helicoidal, mesma espessura e paredes finas, fazendo-se
necessário o emprego de uma estratégia de usinagem com a movimentação dos
quatro eixos simultâneos para a realização do experimento.
A Figura 19 ilustra a geometria do corpo de prova, o qual é composto por 9
aletas. Cada uma delas foi projetada com espessura de 4 mm e altura 12,5mm. As
extremidades apresentam raios tangentes à superfície e hélice de passo 350 mm.
Cada aleta corresponde a um experimento e as superfícies das paredes destes
elementos são as regiões de interesse nesse estudo. O corpo de prova foi modelado
no sistema CAD 3D Solidworks, com tolerância de 0,01mm. Sendo exportado em
formato neutro Step com mesma tolerância de modelamento. No apêndice (anexo E)
apresenta-se o desenho de detalhamento do corpo de prova com as informações
tecnológicas complementares para a fabricação do corpo de prova.
Figura 19 - Vista Isométrica do Corpo de prova utilizado nos ensaios.
Os corpos de prova foram produzidos a partir de barras de aço laminados
ABNT VH13 em seu estado de fornecimento recozido com dureza máxima de
207HB. Sua composição química é apresentada na Tabela 4 valores em (% em
massa) conforme certificado do fornecedor do material (anexo D).
37
Tabela 4: - Composição química do aço ABNT H13 nos ensaios (% em massa).
Fonte: VILLARES METALS, (2013)
Material C Si Mn Cr Mo V
Aço ABNT VH13 0,41 0,99 0,37 5,23 1,30 0,90
Conforme o fornecedor esse aço tem aplicação típica em vários processos
de fabricação tais como a produção de matrizes e punções de forjamento, insertos,
moldes para injeção termoplásticos e para fundição de ligas de alumínio (VILLARES
METALS, 2013).
3.3 FERRAMENTAS DE CORTE E SISTEMA DE FIXAÇÃO
Na Tabela 5 são apresentadas as características da geometria da
ferramenta de corte conforme a operação de fresamento a ser realizada.
Tabela 5: - Características geométricas das ferramentas de corte.
Operação
Características Geométricas Desbaste Pré-acabamento Acabamento
Tipo de fresa Topo reto Topo esférico Topo reto
Diâmetro de corte (Dc) 8 6 6
Número de arestas (Zn) 4 2 4
Diâmetro da haste (dmm) 8 6 6
Profundidade corte máx. (aP) 19 16 13
Raio de ponta (R) - 3 -
Ângulo de saída (0) 5º 0º 5º
Ângulo de hélice (p) 50º 30º 50º
Na Figura 20 são ilustradas a características geométricas das fresas de topo
reto Figura 20 (a) e topo esférico Figura 20 (b) apresentadas na Tabela 5.
38
(a) (b)
Figura 20 - Geometria das ferramentas de corte utilizadas para ensaios.
Para a etapa de preparação do corpo de prova foram utilizadas duas fresas
inteiriças de metal duro. A primeira, no desbaste, uma fresa de topo reto de diâmetro
8 mm (Figura 20a), fornecida pelo fabricante de ferramenta Sandvik com o código
R216.34-0850-AK19P, classe GC1030. No ensaio de pré-acabamento foi
empregada uma fresa de topo esférico com diâmetro de 6 mm (Figura 20b) com
código do fornecedor R216.42-0630-AC16G. Nos ensaios definitivos de fresamento,
na operação de acabamento, foi empregada uma única ferramenta inteiriça de metal
duro. A fresa de topo reto com diâmetro de 6 mm e código do fornecedor Sandvik:
R216.34-0650-AK13P.
Todas as ferramentas empregadas nos ensaios eram inteiriças de metal
duro com microgrãos e revestimento de TiAlN com espessura de revestimento de
4µm. Conforme o fabricante, estas eram recomendadas principalmente para o
fresamento de canais e acabamento de perfis de peças de aço com dureza de até
300 HB (SANDVIK, 2011). Para Diniz et al, (2006) os revestimentos de nitreto de
titânio aplicados em fresas reduzem o coeficiente de atrito entre as regiões de
contato cavaco-ferramenta e a ferramenta-peça, propiciando valores de pressão
específica de corte menores se comparados aos das ferramentas sem revestimento.
As ferramentas de corte foram montadas na máquina através do sistema de
fixação mecânico de porta pinças, com cone ISO BT40 e jogo de pinças elásticas
ER40 com exatidão dimensional de 0,005mm e balanceado para a rotação de
39
12.000 rpm, segundo fornecedor do dispositivo de fixação. Para cada operação,
desbaste, pré-acabamento e acabamento, foi realizada uma única montagem
verificando o batimento das ferramentas após fixação no eixo árvore da máquina
CNC. Os resultados obtidos de batimentos foram de 0,01mm para todas as
montagens. A montagem dos conjuntos ferramenta e porta-ferramenta podem ser
vistas na Figura 21 ordenadas em função da sequência de operações: (a) desbaste,
(b) pré-acabamento e (c) acabamento.
(a) (b) (c)
Figura 21 - Fresas de metal duro revestimento de TiAlN
Para evitar a deflexão da ferramenta nos ensaios adotou-se a relação
comprimento da ferramenta e balanço estudados na equação (1) no Capitulo 2.
Assim em todas as etapas do ensaio as ferramentas foram montadas com o
comprimento em balanço de 30 mm, conforme ilustrado na Figura 22.
Figura 22 - Fixação das ferramentas: compr. de balanço.
30 mm
40
A Figura 23 apresenta a fixação do corpo de prova, na qual se pode observar o
quarto eixo da máquina CNC. O corpo de prova foi preso a uma placa de torno com
três castanhas, comprimento útil de fixação de 40 mm e apoiado pela extremidade
por um sistema de contra ponta. A utilização da contra ponta se fez necessária para
melhorar a rigidez do sistema de fixação da peça e reduzir as vibrações do conjunto
máquina-ferramenta-peça.
Figura 23 - Sistema de fixação do corpo de prova.
3.4 PARÂMETROS DE CORTE
Os parâmetros de cortes para o experimento foram selecionados de acordo
com as recomendações do catalogo técnico dos fornecedores das ferramentas para
a usinagem do aço ABNT H13 (SANDVIK, 2011). Conforme informações do
fabricante Sandvik (2011), a usinabilidade do aço difere dependendo dos elementos
de liga adicionados ao material, do tratamento térmico e do processo de fabricação
que precede a usinagem. Tanto a seleção da ferramenta quanto a definição dos
parâmetros de corte também estão relacionadas com a operação a ser realizada e
41
com acabamento da superfície e ou outras tolerâncias do projeto. Estes dados de
cortes dependem do valor de dureza do material e da produção desejada. Neste
contexto, foram utilizados fatores de correção, diminuindo a velocidade de corte para
evitar que o desgaste da ferramenta exercesse influência nos resultados do
experimento. Outro fator levado em consideração foi o fato de que assim pode-se
evitar a troca da ferramenta durante o experimento, mantendo a mesma montagem e
batimento da ferramenta para todos os experimentos.
A Tabela 6 ilustra as operações e os parâmetros de corte empregados nesse
experimento.
Tabela 6: - Parâmetros de corte nas operações de usinagem.
Operação
Velocidade
de corte
(vc)
Avanço por aresta
(fz)
Profundidade de corte (mm)
Axial (ap) Radial (ae)
Acabamento 60 (0,02; 0,06; 0,10) 12 (0,50; 0,25; 0,125)
Os valores selecionados foram inseridos nas respectivas estratégias de
usinagem no sistema CAM que é apresentado a seguir na etapa de preparação dos
corpos de provas.
3.5 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
O procedimento experimental foi desenvolvido com foco na investigação da
influência dos parâmetros informados na estratégia de fresamento 4 eixos na
operação de acabamento. O experimento foi planejado para relacionar os dados de
várias amostras e analisar a coerência dos resultados através da análise estatística
de dados. Para tanto foi realizado um delineamento fatorial para avaliar as
interações entre os fatores de entrada e os resultados de saída do processo de
fresamento. Foram analisados como fatores de entrada do sistema três níveis de
avanço por aresta (fz), três níveis de penetração de trabalho (ae) e dois sentidos de
corte no fresamento. Conforme Diniz et al, (2006) estes fatores afetam o
acabamento de superfícies fresadas e são parâmetros que precisam ser definidos na
estratégia de usinagem no sistema CAM. Os valores de fz foram apresentados no
sub-capitulo 3.4 na tabela 6 tendo como critério os valores mínimos e máximos
recomendados pelo fornecedor da ferramenta de corte. Para estabelecer a
42
profundidade de corte radial (ae) empregou-se a Equação (2) estabelecida para
evitar o colapso da ferramenta. Está Equação define a seguinte condição:
multiplicando a profundidade de corte axial (ap) pela profundidade de corte Radial
(ae) o resultado obtido, não pode ser superior que o diâmetro da ferramenta a ser
utilizada.
ap x ae < DC (2)
Onde:
ap = Profundidade de corte axial (mm)
ae = Profundidade de corte radial (mm)
DC = Diâmetro da fresa (mm)
Segundo Silva (2006) os valores de sobremetais deixados para operação de
acabamento em usinagens de cavidades de moldes de injeção são valores pré-
estabelecidos empiricamente pelo projetista. A fim de montar um critério foram
estabelecidos valores (mínimo, médio e máximo) com relação à Equação (2).
Neste contexto, utilizou-se o valor mínimo de 25% do valor da ferramenta
proporcionando um sobremetal ou profundidade de corte radial (ae) de 0,125mm,
valor médio 50% proporcionando uma profundidade de corte radial (ae) de 0,25mm e
o máximo de 100% do valor da ferramenta proporcionando uma profundidade de
corte radial (ae) de 0,50mm.
Para análise da variável sentido de corte foram utilizados os dois sentidos de
corte (concordante e discordante) avaliando sua influência nos desvios de forma e
na rugosidade da superfície das aletas.
Foram analisadas as variáveis de saída: os erros macro geométricos através
dos desvios de forma entre o modelo geométrico ideal e a superfície usinada e
microgeométricos através da qualidade da superfície analisando os parâmetros de
rugosidade (Ra; Rz; Ry e Rsm). A combinação fatorial de dois fatores com três níveis
e um fator com dois níveis (32x21) resultou em 18 experimentos com mais duas
réplicas, totalizando 54 corridas ou experimentos. Na Figura 24 apresenta-se um
diagrama do arranjo dos fatores e níveis que foram abordados nesse estudo.
43
Figura 24 - Diagrama fatores de entrada e saída no fresamento.
A partir do diagrama da Figura 24 dos fatores de entrada e seus níveis para
esse estudo foi montada uma tabela com a sequência padrão. Esta sequência é
apresentada a esquerda na Tabela 7, contudo para a análise de variância as
combinações dos fatores e seus níveis foram rearranjados em uma sequência
aleatória. A sequência padrão foi redistribuída de forma aleatória para evitar que as
tendências dos ruídos influenciassem nos resultados do experimento. A sequência
aleatória de execução é mostrada na coluna a direita denominada sequência final da
Tabela 7.
44
Tabela 7: - Combinação dos fatores e níveis na Matriz L18.
Seq.
Padrão
fZ
[mm/aresta]
ae
[mm]
Sentido
Corte
Seq.
Final
fZ
[mm/aresta]
ae
[mm]
Sentido
Corte
1 0,02 0,125
Co
nco
rda
nte
1 0,06 0,500 Discordante
2 0,02 0,250 2 0,10 0,500 Concordante
3 0,02 0,500 3 0,06 0,125 Concordante
4 0,06 0,125 4 0,02 0,125 Concordante
5 0,06 0,250 5 0,10 0,125 Concordante
6 0,06 0,500 6 0,02 0,125 Discordante
7 0,10 0,125 7 0,06 0,125 Discordante
8 0,10 0,250 8 0,02 0,250 Concordante
9 0,10 0,500 9 0,02 0,250 Discordante
10 0,02 0,125
Dis
co
rda
nte
10 0,02 0,500 Discordante
11 0,02 0,250 11 0,06 0,250 Discordante
12 0,02 0,500 12 0,02 0,500 Concordante
13 0,06 0,125 13 0,06 0,250 Concordante
14 0,06 0,250 14 0,10 0,125 Discordante
15 0,06 0,500 15 0,06 0,500 Concordante
16 0,10 0,125 16 0,10 0,250 Concordante
17 0,10 0,250 17 0,10 0,500 Discordante
18 0,10 0,500 18 0,10 0,250 Discordante
Como o experimento consistiu basicamente no fresamento tangencial do
perfil de contorno (aleta) em uma única passada de acabamento com os parâmetros
de corte especificados na sequência final. As aletas, definidas como o corpo de
prova nesse experimento, foram identificadas na ordem de combinação dos fatores e
níveis da matriz L18. Foram necessárias duas peças para completar os dezoito
experimentos da matriz e mais quatro peças para completar as duas repetições
planejadas.
45
3.6 PREPARAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA
Os corpos de prova foram adquiridos na forma de barras cilíndricas de
diâmetro 64 mm e comprimento de 110 mm. As seis barras de aço ABNT H13 foram
torneadas para aproximar a forma e melhorar a fixação dos corpos de prova no
centro de usinagem.
A estratégia de corte selecionada na operação desbaste foi o fresamento
tangencial ISO planar que apresentou como principal característica a movimentação
simultânea dos quatro eixos. Esta estratégia realizou incrementos axiais no eixo (Z)
e incrementos radiais (X, Y e A) no contorno do perfil da peça, movimentando
simultaneamente os 4 eixos. No processo de desbaste devem ser empregadas altas
taxas de remoção de material a fim de reduzir os tempos principais. Contudo, para
esse experimento, a superfície gerada deve ser adequada à operação posterior,
deixando um sobremetal de 1 mm para operação de pré-acabamento. A Figura 25
mostra a trajetória da ferramenta calculada pelo sistema CAM.
Figura 25 - Trajetórias calculadas para operação condição de desbaste.
Após a operação de desbaste das aletas, notou-se que surgiram facetados
no fundo do corpo de prova devido à geometria da ferramenta e da estratégia
utilizada. Para corrigir este problema foi utilizada outra estratégia de desbaste, a
rotativa, que permitiu remover o material remanescente da operação anterior. A
46
Figura 26 ilustra a trajetória da ferramenta de corte calculada pelo sistema CAM para
a estratégia de desbaste rotativo.
Figura 26 - Trajetória calculada para operação condição desbaste rotativa.
Esta estratégia mostrou-se demorada, cerca de 1 hora e 20 segundos,
contudo com uma geometria mais próxima do modelamento, portanto deixando um
sobremetal uniforme de 0,1mm na região do fundo do corpo de prova.
A Figura 27 ilustra a trajetória calculada na operação de pré-acabamento,
através da estratégia ISO planar procurou-se deixar diferentes valores de sobremetal
para estudo. Como cada aleta constitui um experimento, foi desenvolvido um
programa específico para cada uma delas segundo a ordem que foi apresentada na
sequência no procedimento experimental.
47
Figura 27 - Trajetórias calculadas na operação de pré-acabamento.
Após a preparação dos corpos de provas, antes de realizar o ensaio de
usinagem, foi realizada a medição das espessuras das aletas para avaliar o
sobremetal deixado para a operação final. Para realizar está inspeção utilizou-se um
paquímetro quadrimensional com faixa de medição de 0 a 150 mm, digital, com
resolução de 0,01mm.
A inspeção dimensional em cada aleta foi realizada após execução do
programa de pré-acabamento e na Figura 28 é ilustrado a forma de medição com o
paquímetro. Nas Figuras 28 (a) e 28 (c) notou-se que os valores de sobremetal de
0,50 e 0,25 mm foram obtidos conforme estabelecido na programação do sistema
CAM. Contudo na Figura 28 (b) a leitura da medição do corpo de prova apresentou
um desvio de 0,03 mm. Esse erro não foi explorado por não ser objeto do estudo as
operações de pré-acabamento e pelo fato do valor ser tão pequeno que a própria
incerteza do instrumento de medição poderia estar afetando os resultados da
medição. Outra consideração é que no desvio padrão das amostras no experimento
final ficou em torno de 0,01mm, logo a variação do sobremetal na operação de pré-
acabamento pouco afetou os experimentos no processo de acabamento.
48
(a) Sobremetal 0,25mm (b) Sobremetal 0,125
(c) Sobremetal 0,50mm
Figura 28 - Verificação dos sobremetais após usinagem na condição de pré-acabamento.
3.7 FRESAMENTO TANGENCIAL ISO PLANAR
Como o foco dessa dissertação residiu na operação de acabamento em
fresamento 4 eixos, o ensaio de usinagem final empregou a estratégia de
acabamento de fresamento tangencial ISO planar. O ensaio de usinagem consistiu
em um passe único com profundidade de corte total de 12 mm empregando uma
fresa de topo reto de diâmetro de 6 mm. A Figura 29 destaca a trajetória calculada
pela estratégia de usinagem ISO planar fresamento tangencial.
49
Figura 29 - Trajetórias calculadas para a operação de acabamento.
O sistema CAM para essa estratégia calculou a trajetória da ferramenta,
identificada em verde na Figura 29 contornando a aleta movimentando os 4 eixos
para manter o contato lateral da ferramenta em toda profundidade de corte axial.
Todas as etapas do ensaio, desbaste, pré-acabamento e acabamento foram
realizados sem lubri-refrigerante. Durante a usinagem o desgaste da ferramenta não
foi monitorado por não ser objeto de estudo, porém, a cada programa executado
eram feitos inspeções visuais observando se havia marcas de desgaste ou avarias
nas arestas de corte das ferramentas.
O processo de usinagem foi registrado em vídeo para melhor observar os
movimentos da máquina durante a usinagem do corpo de prova e está disponível no
seguinte link: http://youtu.be/Mc6JURHcQuo.
3.8 MEDIÇÃO DO ERRO MICRO GEOMÉTRICO - RUGOSIDADE
As medições de rugosidade para análise do acabamento das superfícies
fresadas foram realizadas no Laboratório de Metrologia da Sociesc. Neste estudo foi
empregado um rugosímetro da marca Taylor Hobson, modelo Talysurf Plus. Esse
instrumento mediu o perfil completo através do contato da ponta de medição na
Ferramenta
Trajetória
50
superfície gerando o perfil da rugosidade. Para caracterizar a textura/rugosidade da
superfície do corpo de prova foram selecionados os parâmetros de altura vertical Ra,
Rz e Ry, além do parâmetro de espaçamento RSm. O equipamento foi ajustado para
um comprimento de medição de 4 mm com um comprimento de amostragem (cut
off) de 0,8 mm na direção de avanço da ferramenta. As medições foram realizadas
nas paredes do corpo de prova em duas posições em cada aleta, sendo estas
ilustradas na Figura 30.
Figura 30 - Posições de medição da rugosidade no corpo de prova.
As medições realizadas tanto na região identificada como fundo, posição
próxima ao diâmetro de 38 mm, quanto na posição do topo foram submetidas a
método estatístico de análise de variância (ANOVA) para verificar a influência dos
fatores estudados nessa dissertação, as respectivas interações no sistema e o nível
de confiabilidade dos resultados.
3.9 MEDIÇÃO DO ERRO MACRO GEOMÉTRICO
A exatidão geométrica foi analisada com auxilio de uma máquina de medir
por coordenada da marca Mitutoyo também pertencente ao Laboratório de
Metrologia da SOCIESC. O procedimento consistiu em medir três pontos em cada
aleta e comparando a superfície real (usinada) com o modelo geométrico do CAD
51
indicar o desvio total nos três eixos cartesianos. A Figura 31 mostra os pontos de
medição no corpo de prova no total foram capturados 27 pontos.
Figura 31 - Pontos de controle para máquina medir por coordenada.
Para avaliação da influência dos fatores e níveis estudados no erro
geométrico, os resultados dos desvios foram analisados pelo método estatístico de
análise de variância (ANOVA) para verificar a influência dos fatores estudados nessa
dissertação, as respectivas interações no sistema e o intervalo de confiança de 95%.
Para as análises dos resultados e representação gráfica foram utilizados as planilhas
eletrônicas do Excel 2007 e Minitab 15.
Região (a)
Região (b)
Região (c)
52
4 ANÁLISE E DISCUSSÕES DOS RESULTADOS
Neste Capitulo serão apresentados em duas seções os resultados obtidos:
seção 4.1. Referente à avaliação dos desvios geométricos e na seção 4.2 são
apresentados os valores das rugosidades obtidas nos ensaios. Estes, por sua vez,
também são divididos em três partes, nas quais são abordados as análises das
influências das variáveis e os resultados estatísticos desse estudo nos resultados de
medição.
4.1 RESULTADOS DOS DESVIOS GEOMÉTRICOS
Para a análise dos resultados dos desvios geométricos os valores dos
desvios foram estratificados em função dos três fatores abordados neste estudo (ae,
fZ e sentido de corte). Cada grupo representou uma amostra e as análises de
variância destas amostras indicaram a existência ou não de influência na exatidão
geométrica para um intervalo de confiança de 95%.
Os valores completos dos desvios em relação à superfície modelada do
corpo de prova medidos na máquina de medição por coordenadas estão
apresentados no anexo (B). A análise da variância para os três fatores é
apresentada na Tabela 8 a seguir na Figura 32.
Tabela 8: - Análise da variância para os desvios geométricos.
Efeitos df SS MS F p
fZ 2 0,00430 0,00215 0,21 0,811
ae 2 0,06319 0,03159 3,08 0,049
Sentido de corte 1 0,49038 0,49038 47,87 0,000
fZ x ae 4 0,04681 0,01170 1,14 0,339
fZ x sentido 2 0,10481 0,05240 5,12 0,007
ae x sentido 2 0,04082 0,02041 1,99 0,140
Resíduos 148 1,51625 0,01024
Legenda: df(grau de liberdade); SS(soma quadrática); MS( média quadrática).
Os fatores analisados e suas interações mais influentes no processo são
identificados na Tabela 8 usando como referência (3,93) de Fcrítico (tabelado). O fator
mais influente nos desvios geométricos obtidos pelo experimento foi o sentido de
53
corte. O valor do teste F (47,87) indicou que, estatisticamente, os resultados da
análise de variância mostraram que há diferenças entre as médias para o
fresamento tangencial concordante para o discordante. O avanço por aresta (fz) de
forma isolada mostrou não ter um efeito significativo no desvio geométrico, contudo
as interações entre o sentido de corte e o avanço por aresta apresentam-se como
segundo fator mais influente nos desvios geométricos.
Desvi
os d
e form
a d
a s
uperf
ície
(m
m)
0,100,060,02
0,050
0,025
0,000
-0,025
-0,050
0,5000,2500,125
DiscordanteConcordante
0,050
0,025
0,000
-0,025
-0,050
fz ae
Sentido de corte
Efeitos dos fatores (f , a e sentido de corte) nos Erros Geométricos
Material: aço ABNT H13
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto - Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof. de corte axial (a ): 12 mm
Prof. de corte radial (a ): 0,125 - 0,25 - 0,50 mm
Avanço/aresta: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm
z e
z e
Banda de Tol.
CAM = 0,01 mm
p
e
Figura 32 - Efeitos dos fatores de estudo nos desvios geométricos.
Na Figura 32 pode-se observar graficamente a maior influência do sentido
de corte no fresamento tangencial, seguido da profundidade de corte radial (ae) e a
pequena influência do avanço por aresta (fZ) nos desvios medidos em relação ao
modelo geométrico do corpo de prova. Como se trata de uma análise qualitativa na
sequência faz-se uma avaliação isolada de cada variável. Os resultados da medição
do desvio da superfície foram organizados em função dos três fatores definidos
neste estudo são apresentados em uma tabela anexo (C) com os valores das
médias e dos desvios padrão para as amostras.
54
4.1.1 Influência da profundidade de corte radial (ae)
Para analisar o efeito da profundidade de corte radial nos erros macro
geométricos da superfície dos corpos de prova, os resultados obtidos pela máquina
de medição por coordenadas foram organizados em função das variáveis de estudo:
avanço por aresta, profundidade de corte radial e sentido de corte. Além disso, como
a medição foi realizada em três regiões da superfície da aleta, sendo estas
identificadas por (a, b e c) conforme foi ilustrado anteriormente na Figura 31. A
Tabela 9 apresenta um resumo dos valores estatísticos obtidos nas medições de
desvio de forma da superfície do corpo de prova.
Tabela 9: - Desvios de forma da superfície (mm)
Fatores Desvios Geométricos
Sentido
de corte
Prof. de
corte
radial ae
Avanço/
aresta
fz
Região (a) Região (b) Região (c)
Média Desv.
Padrão Média
Desv.
Padrão Média
Desv.
Padrão
Co
nco
rdan
te
0,125
0,02 -0,072 0,011 -0,051 0,011 -0,023 0,011
0,06 0,072 0,009 0,021 0,006 0,019 0,009
0,10 0,094 0,009 0,120 0,008 0,159 0,003
0,250
0,02 0,063 0,009 0,083 0,011 0,094 0,014
0,06 0,108 0,004 0,103 0,008 0,085 0,005
0,10 0,185 0,011 0,199 0,004 0,245 0,003
0,500
0,02 0,029 0,005 0,082 0,005 0,064 0,003
0,06 0,118 0,010 0,111 0,007 0,149 0,007
0,10 0,166 0,002 0,142 0,003 0,129 0,007
Dis
co
rdan
te
0,125
0,02 -0,003 0,008 -0,072 0,006 -0,018 0,007
0,06 -0,056 0,011 -0,103 0,012 -0,065 0,007
0,10 -0,099 0,013 -0,237 0,011 -0,204 0,012
0,250
0,02 -0,004 0,022 -0,030 0,008 -0,041 0,007
0,06 -0,121 0,015 -0,065 0,007 -0,080 0,007
0,10 -0,171 0,021 -0,114 0,007 -0,076 0,006
0,500
0,02 -0,039 0,008 0,032 0,013 0,026 0,012
0,06 -0,119 0,021 -0,147 0,010 -0,105 0,004
0,10 -0,158 0,021 -0,160 0,006 -0,177 0,008
Na tabela 9 os valores da medição foram agrupados relacionando os fatores
e estratificados em função da região de contato do apalpador com o corpo de prova.
Notou-se que o desvio padrão das amostras é pequeno chegando ao máximo a 0,02
55
mm. Na tabela no apêndice da dissertação anexo (C) apresentam-se todos os
resultados completos e nela é indicada a ordem de medição para facilitar a
identificação das replicas no experimento.
A partir dos valores registrados elaborou-se o gráfico da Figura 33 que
apresenta os resultados dos desvios de forma da superfície em função da
profundidade de corte radial (ae) para os três avanços ensaiados nas três posições
da superfície do corpo de prova no sentido de corte concordante.
Profundidade de corte radial (mm)
Desvi
o d
e form
a d
a s
uperfíc
ie (
mm
)
0,2
0,0
-0,2
0,2
0,0
-0,2
0,5000,2500,125
0,2
0,0
-0,2
0,5000,2500,125 0,5000,2500,125
Região (a); 0,02 Região (a); 0,06 Região (a); 0,10
Região (b); 0,02 Região (b); 0,06 Região (b); 0,10
Região (c); 0,02 Região (c); 0,06 Região (c); 0,10
Material: aço ABNT H13
Prof . de corte radial: 0,125 - 0,25
- 0,50 mm
Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10
mm/aresta
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof . de corte axial: 12 mm
Erros geométricos no Sentido ConcordanteIntervalo de confiança de 95%
Figura 33 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte concordante.
No gráfico da Figura 33 são apresentadas as curvas da média dos desvios
de forma da superfície das aletas do rotor em função da profundidade de corte radial
(ae) separados em nove quadros conforme os avanços por aresta de (0,02; 0,06 e
0,10mm) e as três regiões (a, b e c) de medição no ensaio de usinagem sentido de
corte concordante. Notou-se que neste sentido de corte os valores da medição em
geral, apresentaram desvios geométricos com valores maiores que zero, resultando
uma superfície usinada maior que a modelada. Na condição de menor profundidade
de corte radial (ae = 0,125 mm) combinada com o menor valor de avanço por aresta
(fZ = 0,02 mm) os valores dos erros macro geométricos ficaram próximos a superfície
modelada, condição essa considerada ideal. Entretanto notou-se que à medida que
56
a profundidade de corte radial aumentou os valores das médias dos erros
geométricos aumentaram o desvio em relação à superfície modelada. Os maiores
valores de desvio da superfície foram obtidos na condição de máxima profundidade
de corte radial (ae = 0,500 mm) e máximo avanço (fZ = 0,10 mm). Esse efeito foi
observado nas três regiões (a, b e c), logo se concluiu que o comportamento do erro
geométrico não foi afetado pela posição de medição.
A Figura 34 apresenta o mesmo procedimento de análise anterior, nove
quadros separando os três avanços e as três posições de medição na superfície da
aleta, contudo no sentido de corte discordante.
Profundidade de corte radial (mm)
Desvi
o d
e form
a d
a s
uperfíc
ie (
mm
)
0,2
0,0
-0,2
0,2
0,0
-0,2
0,5000,2500,125
0,2
0,0
-0,2
0,5000,2500,125 0,5000,2500,125
Região (a); 0,02 Região (a); 0,06 Região (a); 0,10
Região (b); 0,02 Região (b); 0,06 Região (b); 0,10
Região (c); 0,02 Região (c); 0,06 Região (c); 0,10
Erros geométricos no Sentido DiscordanteIntervalo de confiança de 95%
Material: aço ABNT H13
Prof . de corte radial: 0,125 - 0,25 -
0,50 mm
Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10
mm/aresta
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof . de corte axial: 12 mm
Figura 34 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte discordante.
Analisando o gráfico da Figura 34 percebe-se que as médias dos desvios
geométricos, em geral, no sentido de corte discordante apresentaram valores das
médias negativos, demonstrando que a superfície usinada está menor que o modelo
geométrico. Assim como para o fresamento concordante, na condição de menor
profundidade de corte radial (ae = 0,125 mm) os desvios de forma da superfície
ficaram próximos ao modelo geométrico. À medida que aumenta a profundidade de
corte radial, as médias dos desvios se afastam da superfície ideal modelada, esse
efeito foi notado nas condições de maior avanço/aresta (fZ = 0,06 e 0,10 mm).
57
Conforme Ferreira (2013) as características de contato ferramenta/peça tem
influência na deflexão da ferramenta, logo o aumento da profundidade de corte radial
resultou no aumento da seção de corte e assim nos erros geométricos do corpo de
prova. Segundo Popma (2010) este efeito ocorre na usinagem de paredes finas, a
forças de usinagem resultante no sentido de corte concordante faz com que a peça
se afaste da ferramenta. No sentido de corte discordante, existe a tendência de
puxar a peça contra a ferramenta, contudo o início do corte a espessura do cavaco é
praticamente nula e aumenta progressivamente até o valor máximo resultando em
oscilações na força de usinagem.
4.1.2 Influência do avanço por aresta (fZ)
A partir da tabela 9 também foi realizada a análise para o fator avanço por
aresta (fZ) seguindo a mesma metodologia. A Figura 35 apresenta o gráfico com os
resultados dos desvios macro geométricos apenas no sentido de corte concordante,
retirados da tabela 9 em função do avanço por aresta (fZ) para os três valores de
profundidades de corte radial (ae) nas três posições de medição da superfície das
aletas.
Avanço/aresta (mm)
Desvi
o d
e form
a d
a s
uperfíc
ie (
mm
)
0,2
0,0
-0,2
0,2
0,0
-0,2
0,100,060,02
0,2
0,0
-0,2
0,100,060,02 0,100,060,02
Região (a); 0,125 Região (a); 0,250 Região (a); 0,500
Região (b); 0,125 Região (b); 0,250 Região (b); 0,500
Região (c); 0,125 Região (c); 0,250 Região (c); 0,500
Intervalo de confiança de 95%
Erros geométricos no Sentido Concordante
Material: aço ABNT H13
Prof . de corte radial: 0,125 - 0,25
- 0,50 mm
Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10
mm/aresta
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof . de corte axial: 12 mm
Figura 35 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte concordante.
58
Ao analisar o comportamento das curvas dos erros geométricos no gráfico
da Figura 35 notou-se que assim como para o fator profundidade de corte radial (ae)
o avanço por aresta também apresentou uma tendência de aumento dos erros
geométricos em função do aumento da taxa de avanço. Contudo essa tendência tem
menor intensidade que a profundidade de corte radial. Na condição de menor
sobremetal (ae = 0,125 mm) o aumento do avanço por aresta não afetou o aumento
do erro geométrico. Os avanços por aresta de 0,02 e 0,06 mm nas regiões (b) e (c)
resultaram as dimensões próximas ao modelo geométrico ideal. Apenas na condição
de maior avanço (fZ = 0,10 mm/aresta) o desvio da superfície atingiu valores em
torno de 0,2 mm a mais que a superfície ideal modelada. Para as demais condições
de maior profundidade de corte radial (ae = 0,25 e 0,50 mm) o efeito do avanço foi o
mesmo apenas tendo início a partir de um patamar mais elevado.
A Figura 36 apresenta o gráfico com o comportamento das curvas dos
desvios de forma da superfície para o sentido de corte discordante, também obtidos
a partir da tabela 9. O gráfico apresenta nove subdivisões para caracterizar a
influência do avanço por aresta, sendo o mesmo dividido em função da profundidade
de corte radial e a posição de medição na superfície.
Avanço/aresta (mm)
Desvi
o d
e form
a d
a s
uperfíc
ie (
mm
)
0,2
0,0
-0,2
0,2
0,0
-0,2
0,100,060,02
0,2
0,0
-0,2
0,100,060,02 0,100,060,02
Região (a); 0,125 Região (a); 0,250 Região (a); 0,500
Região (b); 0,125 Região (b); 0,250 Região (b); 0,500
Região (c); 0,125 Região (c); 0,250 Região (c); 0,500
Intervalo de confiança de 95%
Erros geométricos no Sentido Discordante
Material: aço ABNT H13
Prof . de corte radial: 0,125 - 0,25
- 0,50 mm
Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10
mm/aresta
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof . de corte axial: 12 mm
Figura 36 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte discordante.
59
No gráfico da Figura 36 notou-se que no sentido de corte discordante os
resultados das médias dos desvios, em geral apresentaram valores negativos,
identificando que a superfície usinagem ficou menor que a superfície modelada. A
influência do fator avanços por aresta foi à mesma do sentido concordante, contudo
resultando em superfície abaixo do modelo geométrico ideal.
4.1.3 Influência do Sentido de Corte
A análise de variância revelou o sentido de corte no fresamento,
(concordante ou discordante) como a variável que mais afetou os resultados dos
desvios geométricos nos experimentos realizados. Sua influência foi notada inclusive
nas interações com os outros dois fatores. A Figura 37 ilustra o comportamento do
erro geométrico em relação ao sentido de corte sobrepondo os gráficos anteriores de
avanço (fZ) e da profundidade de corte radial (ae) nas três posições de medição.
0,2
0,1
0,0
Região (a) Região (b) Região (c)
0,100,060,02
0,0
-0,1
-0,2
0,100,060,02 0,100,060,02
Intervalo de confiança de 95%
Erros geométricos no fresamento Concordante e Discordante
De
svi
o d
e fo
rma
da
su
pe
rfíc
ie (
mm
)
Legenda:
Prof. de corte radial (a )
0,125 mm - Conc.
0,250 mm - Conc.
0,500 mm - Conc.
0,125 mm - Disc.
0,250 mm - Disc.
0,500 mm - Disc.
Avanço/aresta (mm)
Material: aço ABNT H13
Prof. de corte radial: 0,125 - 0,25
- 0,50 mm
Avanço: 0,02 - 0,06 - 0,10
mm/aresta
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof. de corte axial: 12 mm
e
0
Figura 37 - Erros geométricos em função do fZ e ae para os sentidos de corte.
No gráfico da Figura 37 os resultados dos desvios geométricos mostraram a
influência do sentido de corte nos desvios de forma da superfície. De forma geral, no
sentido de corte concordante os valores médios dos desvios apresentaram valores
positivos, enquanto no sentido de corte discordante estes desvios resultaram em
60
valores negativos, quase sempre simétricos ao sentido concordante. Duas hipóteses
explicam esta diferença significativa nos valores dos desvios geométricos:
a) a direção da força de usinagem que no caso de paredes finas, conforme
relatado por Popma (2010), as forças de corte empurram a peça afastando-a da
ferramenta de corte no caso fresamento concordante, enquanto no caso do
fresamento discordante a peça é puxada a mesma contra a ferramenta de corte;
b) a deflexão da ferramenta de corte devido às altas tensões na ponta da
ferramenta de corte afastou a mesma no sentido concordantes sendo no sentido
discordante as oscilações da espessura de corte permitiram a ferramenta entrar na
geometria da peça.
Dentre estas duas hipóteses, a mais provável é a primeira na qual a parede
fina da aleta (corpo de prova), 4 mm de espessura e com 12 mm de altura, tenha
cedido às forças de usinagem. Segundo Costa (2003) e Diniz et al, (2006) o sentido
de corte concordante é aquele onde o ângulo de contato entre a aresta (φ) começa
em um valor máximo e decresce até zero. Este fenômeno faz com que a pressão da
aresta cortante atinja um valor capaz de vencer a tensão de ruptura do material da
peça. Esta componente da força de usinagem tende a afastar a ferramenta da peça
a empurrando. Sugere-se que este fenômeno tenha afetado os desvios geométricos
no fresamento concordante resultando em desvios positivos nas condições de corte
empregadas neste experimento. Ainda Costa (2003) e Diniz et al, (2006) reforçam
que o sentido de corte discordante, tem como característica iniciar o corte com
espessura mínima aumentando gradativamente até o valor máximo. Como resultado
tem-se um grande atrito entre ferramenta e peça, acarretando um aumento da força
de corte, consequentemente, um aumento na pressão específica do gume de corte
sobre a peça. Esta variação de intensidade produz vibrações, que prejudicam a
tolerância e acabamento superficial da peça fabricada. Costa (2003) relatou que no
fresamento discordante a componente da força perpendicular à superfície atua no
sentido de puxar a peça contra a ferramenta de corte. Outra constatação sobre os
desvios geométricos foi observada a partir da dispersão dos resultados de medição,
indicando tolerâncias de fabricação na ordem das classes IT7 a IT9.
61
Tabela 10: - Tolerâncias fundamentais das qualidades IT03 a IT11.
Fonte: adaptado de Souza, 1980.
Grupo de
dimensões (mm)
Qualidade (IT) µm
3 4 5 6 7 8 9 10 11
< 3 ≤ 6 2,5 4 5 8 12 18 30 48 75
4.2 ANÁLISES DA TEXTURA/RUGOSIDADE
Os resultados completos das medições de rugosidade são apresentados no
anexo (A) e para interpretá-los, assim como para os desvios geométricos, foram
realizadas as análises de variância destas amostras para os fatores e níveis
investigados nesta dissertação. Na Tabela 11 são apresentados os principais
resultados da análise variância para o parâmetro Rz.
Tabela 11: - Análise da variância para Rugosidade (Rz).
Efeitos df SS MS F P
fZ 2 260,03 130,02 10,60 0,001
ae 2 110,74 55,37 4,52 0,013
Sentido de corte 1 173,81 173,81 14,17 0,000
fZ x ae 4 61,96 15,49 1,26 0,290
fZ x sentido 2 57,68 28,84 2,35 0,101
ae x sentido 2 104,68 52,34 4,27 0,017
Resíduos 94 1152,67 12,26
Legenda: df(grau de liberdade); SS(soma quadrática); MS( média quadrática).
A análise de variância mostrou que os três fatores selecionados neste
estudo tem influência nos resultados da rugosidade. O parâmetro mais influente na
rugosidade da superfície obtida pelo experimento foi o sentido de corte com o maior
valor do teste F (14,17). O avanço por aresta (fz) e a profundidade de corte radial (ae)
também apresentaram um efeito significativo na rugosidade da superfície, contudo
para continuidade da análise avaliou-se cada fator de forma isolada observando a
influência da variação dos níveis na rugosidade/textura da peça.
Na Figura 38 ilustrou-se o gráfico que resumiu o efeito dos parâmetros e
níveis nos resultados da rugosidade segundo o estudo da análise de variância das
amostras.
62
Valo
res d
e r
ugosid
ade -
Rz (
mic
rons)
DiscordanteConcordante
6
4
2
00,100,060,02
0,5000,2500,125
6
4
2
0
Sentido de Corte Fz
Ae
Efeitos dos fatores: sentido de corte, f e a na Rugosidade
Material: aço ABNT H13 - Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto - Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof. de corte axial: 12 mm
Prof. de corte radial: 0,125 - 0,25 - 0,50 mm
Avanço/aresta: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm.
Análise de variância - IC 95%
fz
ae
z e
Figura 38 - Efeitos dos fatores de estudo na rugosidade (Rz) do corpo de prova.
A mesma análise foi realizada para os outros dois parâmetros verticais (Ra e
Ry) e para o parâmetro de espaçamento RSm. Todos os parâmetros Ra, Ry e RSm
apresentaram diferença significativa entre as médias para todos os fatores
abordados neste estudo.
4.2.1 Influência do avanço por aresta (fZ)
O gráfico da Figura 39 apresenta os parâmetros de rugosidade vertical (Ra,
Rz e Ry) medidos na parede dos corpos de prova fresados no experimento conforme
descrito no planejamento experimental.
63
Valo
res d
e R
ugosid
ade (
mic
rons)
20
15
10
5
0
0,100,060,02
20
15
10
5
00,100,060,02 0,100,060,02
Concordante; 0,125 Concordante; 0,250 Concordante; 0,500
Discordante; 0,125 Discordante; 0,250 Discordante; 0,500
Parâmetros
Rz
Rugosidade
Ra
Ry
Material:
Prof.de corte radial: 0,125 - 0,25 -
0,50 mm
Avanço/aresta: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm.
aço ABNT H13 - Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof. de corte axial: 12 mm
Rugosidade em função do Avanço de CorteIntervalo de Confiança de 95%
Avanço/aresta (mm)
Parâmetros de rugosidade:
Figura 39 - Comportamento dos parâmetros de rugosidade (Ra, Ry e Rz) em função do fZ.
Observando o gráfico na Figura 39 notou-se que devido à dispersão dos
resultados das medições tornou-se difícil identificar um comportamento comum para
os parâmetros de rugosidade (Ra, Rz e Ry) em função do aumento dos valores de
avanço por aresta (fZ). Contudo cada parâmetro de rugosidade encontra-se em
patamares distintos. Percebeu-se no gráfico que o parâmetro Ra apresentou valores
menores de rugosidade quando comparado aos parâmetros Rz e Ry para
caracterizar a mesma superfície. O parâmetro Ry apresentou os maiores valores de
rugosidade em todas as condições testadas. Na condição de menor avanço por
aresta (0,02 mm) combinada com a profundidade de corte radial de 0,500 mm
resultou na pior qualidade de acabamento. Para Misik et al, (2009) o parâmetro Rz é
mais significativo que o parâmetro Ra para a análise e caracterização do
acabamento de uma superfície.
O gráfico da Figura 40 ilustra o efeito do avanço por aresta para o parâmetro
de rugosidade RSm nos dois sentidos de cortes nas três condições diferentes de
profundidade de corte radial (ae).
64
Valo
res d
e R
ugosid
ade R
sm
(m
icro
ns)
0,100,060,02
200
150
100
50
00,100,060,02
Concordante DiscordanteAe
0,500
0,125
0,250
Avanço/aresta (mm)
Intervalo de Confiança de 95%
Rugosidade em função do Avanço de Corte
Prof. de corte radial (a )emm
mm
mm
Material:
Prof. de corte axial : 12 mm
Prof.de corte radial: 0,125 - 0,25 - 0,50
mm
Avanço: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm/aresta
aço ABNT H13
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Figura 40 - Comportamento da rugosidade (RSm) em função de fZ.
Na Figura 40 contatou-se que para as três condições de profundidade de
corte radial (ae) o aumento do avanço por aresta (fZ) resultou em um aumento do
valor de rugosidade RSm, ou seja um maior distanciamento entre o perfil completo
de pico e um vale. Notou-se que a princípio conforme apresentado no Capítulo (2), o
parâmetro RSm que medem a distância entre elementos de um perfil é independente
dos valores de amplitude e está relacionada ao avanço por aresta. No entanto,
assim como os parâmetros Ra, Rz e Ry a dispersão dos resultados tornou difícil
afirmar se há uma tendência do aumento do avanço estar afetando o crescimento da
ondulação do perfil, fato que poderia estar relacionado à estabilidade do processo.
4.2.2 Influência da penetração de trabalho (ae)
O gráfico da Figura 41 mostra o comportamento dos valores da rugosidade
em função da profundidade de corte radial (ae) separados em grupos conforme o
avanço por aresta (fZ) e sentido de corte aplicado no experimento.
65
Valo
res d
e R
ugosid
ade (
mic
rons)
20
15
10
5
0
0,5000,2500,125
20
15
10
5
00,5000,2500,125 0,5000,2500,125
Concordante; 0,02 Concordante; 0,06 Concordante; 0,10
Discordante; 0,02 Discordante; 0,06 Discordante; 0,10
Parâmetros
Rz
Rugosidade
Ra
Ry
Material: aço ABNT H13
Prof .de corte radial: 0,125 - 0,25 -
0,50 mm
Av anço/aresta: 0,02 - 0,06 -
0,10mm.
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof . de corte axial: 12 mm
Intervalo de Confiança de 95%Rugosidade em função da prof. de corte radial (a )
Profundidade de corte radial (mm)
Parâmetros de Rugosidade:
e
Figura 41 - Comportamento da rugosidade em função de ae.
Observando os resultados da rugosidade no gráfico da Figura 41 notou-se
que a profundidade de corte radial (ae) tem comportamentos distintos dependendo
do sentido de corte empregado. No sentido de corte concordante na menor taxa de
avanço por aresta (0,02 mm) os valores de rugosidade, principalmente Ry,
aumentaram de forma proporcional ao aumento da profundidade de corte radial (ae).
Contudo nas condições de corte (ae e fz) no sentido discordante os valores de
rugosidade são menores e não apresentaram uma tendência de crescimento em
função da profundidade de corte radial (ae). Este comportamento também é relatado
por Toh (2004) na usinagem do aço ABNT H13 que destacou o aumento das forças
de usinagem e da deflexão da ferramenta como fatores responsáveis pela variação
da rugosidade.
Na Figura 42 ilustra-se o efeito do fator profundidade de corte radial (ae) para
as três condições de avanço por aresta nos sentidos de corte concordante e
discordante para o parâmetro de rugosidade RSm.
66
Valo
res d
e R
ugosid
ade R
sm
(m
icro
ns)
0,5000,2500,125
200
150
100
50
00,5000,2500,125
Concordante DiscordanteFz
0,10
0,02
0,06
Rugosidade em função da Prof. de corte radial (a )
Intervalo de Confiança de 95%
Material:
Prof. de corte axial : 12 mm
Prof.de corte radial: 0,125 - 0,25
- 0,50 mm
Avanço: 0,02 - 0,06 - 0,10
mm/aresta
aço ABNT H13
Dureza: 207 HB
Fresa de topo reto
Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm
Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas
Velocidade de corte: 60 m/min
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço/aresta:
mm
mm
mm
e
Figura 42 - Comportamento da rugosidade (Rsm) em função de ae.
Novamente notou-se que a grande dispersão dos resultados de medição da
rugosidade e que o aumento da profundidade de corte radial não tem efeito sobre os
valores de espaçamento do perfil de rugosidade.
4.2.3 Influência do Sentido de Corte
O sentido de corte no fresamento tangencial novamente mostrou ser um
fator significativo. Nos gráficos das Figuras 39 e 41 notou-se que para determinadas
combinações de fatores (profundidade de corte radial e do avanço por aresta) os
parâmetros de rugosidade Ra, Ry e Rz apresentaram comportamentos distintos para
os sentidos de fresamento concordante e discordante. Na Figura 39 notou-se que na
condição de maior profundidade de corte radial (ae = 0,500 mm) os valores do
parâmetro de rugosidade Rz e Ry são maiores no sentido de corte concordante e
tendem a reduzir à medida que o avanço por aresta (fZ) aumenta. Para explicar a
redução da rugosidade em função do aumento do avanço por aresta sugere-se a
hipótese de que com o aumento do avanço aumentou-se a espessura de usinagem,
consequentemente houve uma redução no grau de recalque e na pressão específica
de corte reduzindo as vibrações no sistema máquina-ferramenta-peça (POLLI,
2005). Na Figura 41 essa hipótese foi reforçada observando que para os avanços
67
por aresta de 0,02 e 0,06 mm os parâmetros Ry e Rz apresentaram uma tendência
de crescimento em função da profundidade de corte radial (ae) apenas no sentido de
corte concordante.
No gráfico da Figura 42 notou-se novamente que os valores da rugosidade
(RSm) apresentaram uma grande dispersão nos comprimentos de ondulação do
perfil de rugosidade. Assim sugere-se que o sentido de corte não afeta o
comportamento do comprimento de ondulação do perfil de rugosidade. Contudo no
experimento com avanço por aresta de 0,02 mm no sentido de corte discordante
notou-se a redução do comprimento médio do perfil. Acredita-se que as vibrações do
sistema máquina/ferramenta/peça em uma frequência diferente do avanço,
resultaram em uma sobreposição de movimentos relativos entre peça e ferramenta.
Este efeito foi citado por Polli (2005) em seu estudo sobre a análise da estabilidade
dinâmica do processo de fresamento a altas velocidades de corte.
A Figura 43 ilustra o perfil de rugosidade para o avanço de 0,02 mm/aresta
no sentido fresamento concordante. Observou-se que o perfil da rugosidade é
periódico, contudo a largura de um pico e vale no parâmetro RSm não é uniforme
apresentando um valor médio de 89,5 m. Sugere-se que as vibrações relativas
entre ferramenta de corte e peça foram extremamente elevadas nas condições de
trabalho. A amplitude das cristas é superior a três mícrons, enquanto que a distância
média entre um pico e um vale completo ultrapassa a 4 vezes o valor do avanço por
aresta (fZ). Como a textura apresentou picos agudos sugere-se a hipótese de que
durante o corte parte do material escoe lateralmente e outra porção escoe no final
de cada arranque do cavaco deslizando entre a superfície de material recalcada e a
ferramenta.
68
Material: aço ABNT H13 - Dureza: 207 HB
Corpo de prova 1 - Aleta 8
Fresa de topo reto - Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm - Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas.
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof. de corte axial (aP): 12 mm
Prof. de corte radial (ae): 0,25 mm
Avanço (fz): 0,02 mm/aresta.
Fresamento concordante
Figura 43 - Perfil de rugosidade no sentido de corte concordante.
A Figura 44 ilustra o perfil da rugosidade medido nas mesmas condições de
avanço por aresta e de profundidade de corte radial, contudo no sentido de corte
discordante. Nesta ilustração notou-se que o perfil da rugosidade também é
periódico e não é uniforme como no caso anterior. A amplitude das cristas é próxima
a dois mícrons, enquanto que a distância média entre um pico e um vale completo é
próxima a três vezes o valor do avanço por aresta (fZ). A rugosidade é composta por
picos com pontas múltiplas reforçando a hipótese que no sentido de corte
discordante devido ao corte iniciar com espessura em zero a peça sofreu maior
deformação plástica e cedeu aos esforços de corte gerando um movimento relativo
entre a peça e a ferramenta.
69
Material: aço ABNT H13 - Dureza: 207 HB
Corpo de prova 1 - Aleta 6
Fresa de topo reto - Metal Duro GC 1030
Diâmetro (D): 6 mm - Comprimento: 13 mm
Número de arestas (z): 4 arestas.
Velocidade de corte: 60 m/min
Prof. de corte axial (ap): 12 mm
Prof. de corte radial (ae): 0,25 mm
Avanço (fz): 0,02 mm/aresta.
Fresamento discordante
Figura 44 - Perfil de rugosidade no sentido de corte discordante.
Também foram coletados os cavacos dos experimentos de usinagem para
analisar e relacionar os resultados da rugosidade com a formação do cavaco.
Contudo não foi percebida nenhuma diferença significativa no tipo e formato dos
cavacos.
70
5 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Este Capítulo apresenta as principais conclusões extraídas deste trabalho.
5.1 CONCLUSÕES
As principais conclusões obtidas no desenvolvimento deste trabalho sobre
os resultados dos desvios geométricos e da textura/rugosidade da superfície no
processo de fresamento em máquina quatro eixos são apresentadas a seguir.
Conclusões relacionadas aos desvios macrogeométricos:
a) O sentido de corte, concordante ou discordante, foi o fator que afetou de
forma mais significativa os desvios geométricos. Seu efeito é percebido
inclusive nas interações com os outros;
b) O sentido de corte discordante proporcionou valores negativos no desvio da
superfície fresada em relação ao modelo geométrico, indicando que a
superfície usinada ficou menor que a superfície de referência do modelo
geométrico;
c) No sentido de fresamento concordante, observaram-se valores de médios de
desvio positivos da superfície usinada, indicando que a ferramenta não
removeu todo o material excedente da operação de pré-acabamento;
d) Os valores de avanço por aresta (fz) e a profundidade de corte radial (ae)
selecionados no experimento não afetaram estatisticamente os desvios
geométricos;
e) O aumento da profundidade de corte radial (ae) resultou em aumento do erro
geométrico;
f) Os resultados de medição do erro geométrico indicaram tolerâncias de
fabricação na ordem das classes IT7 a IT9.
71
Conclusões relacionadas a rugosidade da superfície:
a) Todos os três fatores abordados neste estudo (fZ, ae e sentido de corte)
ofereceram influência significativa na rugosidade da superfície nas condições
de corte investigadas neste trabalho;
b) Os parâmetros de rugosidade Ra, Rz e Ry apresentaram comportamentos
semelhantes nos resultados de medição, apenas em patamares distintos
conforme suas características de definição;
c) Não foi possível realizar afirmações sobre a tendência de crescimento do
parâmetro de rugosidade RSm devido a grande dispersão dos resultados
obtidos;
d) O sentido de corte discordante resultou um melhor acabamento com valores
mais baixos para todos os parâmetros de rugosidade que o sentido
concordante;
e) Nas condições de corte proposta nesse estudo, o avanço por aresta de 0,10
mm apresentou os menores valores para os parâmetros de rugosidade
verticais.
5.2 TRABALHOS FUTUROS
Sugestões para futuros trabalhos estão apresentadas a seguir.
a) Analisar a influência destes parâmetros de corte em outras estratégias de
usinagem empregando máquinas 4 e 5 eixos;
b) Avaliar o uso de outros parâmetros de rugosidade 2 e 3D para caracterizar a
textura de superfícies fresadas em máquinas 4 e 5 eixos;
c) Desenvolver um modelo experimental para previsão da rugosidade a partir
das informações alimentadas no sistema CAM;
d) Desenvolver uma avaliação dos efeitos do desgaste da ferramenta na
qualidade da superfície e nos desvios geométricos do processo de
fresamento em máquinas 4 e 5 eixos;
e) Investigar a aplicação de novas estratégias 4 e 5 eixos para acabamento de
moldes em sistemas CAM.
72
REFERÊNCIAS
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78
ANEXO A - RELATÓRIO DE MEDIÇÃO DA RUGOSIDADE
79
Rua Albano Schmidt, 3333. CEP 89220-100 - JOINVILLE SC Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637
Data: 08/02/2013
CLIENTE: Sociedade Educacional de Santa Catarina
Instituto Superior Tupy
Emerson Luis de Oliveira
MÁQUINA: Perfilometro, Taylor
Hobson,
Modelo: Talysurf Plus
IDENT. AMOSTRA:
Corpo de prova usinagem 4 eixos
Material: aço H13
Corpo de Prova: No 1 - Parâmetros de rugosidade
Aleta Ra (m) Rz DIN (m) Ry (m) RSm (m)
Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo
01 0.41 0.29 1.82 1.27 2.25 1.53 99.1 163.1
02 0.86 0.409 4.83 2.58 5.44 3.14 182.5 139.8
03 0.293 0.3567 1.71 2.21 1.93 3.68 94.2 107.1
04 0.289 0.556 1.61 2.63 1.99 3.33 66.8 95.4
05 0.502 0.486 2.93 2.69 4.1 3.15 114.9 149.7
06 0.472 0.496 2.27 2.28 2.92 2.4 62.4 69.3
07 0.301 0.279 1.42 1.37 1.62 1.99 92.8 88.3
08 0.682 0.7291 3.2 3.26 3.71 3.74 89.5 98.2
09 0.527 0.6163 2.59 2.76 2.66 3.43 54.9 71.3
Corpo de Prova: No 2 - Parâmetros de rugosidade
Aleta Ra (m) Rz DIN (m) Ry (m) RSm (m)
Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo
01 0.5 3.21 2.45 20.49 3.5 29.41 77.4 56.5
02 0.342 0.361 1.67 1.55 2.42 1.71 85.7 187.4
03 0.353 4.43 1.8 16.54 2.21 17.63 103.1 118.1
04 0.457 2.08 2.76 12.51 6.79 15.55 197.9 63.8
05 1.521 0.37 5.64 1.89 7.74 2.01 100.1 133.1
06 0.394 0.75 3.01 3.18 3.71 4.09 111.2 95.7
07 0.3815 0.57 1.97 3.75 2.59 5.25 322.2 85.2
08 0.722 0.471 3.37 2.58 9.45 3.2 219.3 90
09 0.9 0.441 4.52 2.02 13.58 2.54 306.6 85.6
80
Corpo de Prova: No 3 - Parâmetros de rugosidade
Aleta Ra (m) Rz DIN (m) Ry (m) RSm (m)
Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo
01 0.282 0.392 1.27 2.2 1.43 4.09 190.5 139.5
02 0.68 0.527 4.82 2.5 10.8 3.51 150.6 132.9
03 0.576 0.388 4.72 2.09 11.12 3.85 65.1 141.6
04 0.77 0.4851 3.64 2.24 4.76 2.43 85.9 84.5
05 0.73 0.441 4.56 1.97 5.85 2.4 77.1 193.5
06 0.731 3.49 3.67 18.15 4.2 22.64 73.9 94.7
07 0.317 0.392 1.37 1.44 1.6 1.93 184.7 120.4
08 1.44 1.17 7.21 6.63 8.02 8.72 53.4 61.4
09 0.376 0.475 2 2.42 2.59 2.78 46.6 51.3
Corpo de Prova: No 4 - Parâmetros de rugosidade
Aleta Ra (m) Rz DIN (m) Ry (m) RSm (m)
Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo
01 0.628 0.717 3.24 3.88 4.88 4.73 59.2 56.8
02 0.279 0.368 1.19 1.77 1.46 2.07 192.1 104.4
03 2.44 2.963 9.88 12.66 11.38 16.71 171.4 166.9
04 0.994 0.942 4.72 4.22 7.45 4.76 77.4 71.8
05 0.403 0.423 2.14 2.58 2.91 3.93 162.6 129.1
06 1.839 4.461 6.68 16.46 8.24 19.74 108.6 130.1
07 0.49 0.595 2.95 2.95 3.65 4.29 125.2 60.7
08 0.431 0.333 1.84 1.76 2.36 2.24 324 100
09 0.403 0.542 1.85 3.36 2.12 3.72 237.6 81.3
81
Corpo de Prova: No 5 - Parâmetros de rugosidade
Aleta Ra (m) Rz DIN (m) Ry (m) RSm (m)
Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo
01 0.33 0.435 1.42 1.72 1.57 1.95 186 187.7
02 0.562 0.7639 3.47 4.1 4.59 6.97 100.5 81.3
03 0.354 0.319 2.06 2.01 3.1 2.93 92.1 184.5
04 2.24 0.512 10.06 2.74 14.42 3.47 144.4 70.7
05 0.514 0.404 3.71 2.35 4.74 3.13 77.7 183.5
06 0.744 0.725 3.23 3.19 3.87 3.67 70.9 74.3
07 0.326 0.283 1.31 1.39 1.58 2.38 181.4 98.6
08 2.874 3.75 10.74 14.83 11.4 16.29 161.8 120
09 0.852 2.597 3.89 11.47 8.22 17.02 88.3 106.6
Corpo de Prova: No 6 - Parâmetros de rugosidade
Aleta Ra (m) Rz DIN (m) Ry (m) RSm (m)
Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo
01 0.667 0.409 2.9 2.09 3.25 2.74 68.8 51.6
02 0.357 0.26 1.87 1.15 2.23 1.22 101.9 190.4
03 4.29 3.23 17.71 13.25 19.12 13.76 139.3 140.8
04 2.88 0.587 12.06 3.7 13.22 6.33 122.6 79.5
05 0.382 0.427 1.85 1.79 2.24 2.09 160.7 321.4
06 3.16 1.305 12.67 7.28 16.33 13.58 130.5 124.8
07 0.508 0.434 3.45 2.56 3.82 3.13 137.4 134.2
08 0.405 0.453 2.47 1.9 2.8 2.17 101.2 277.4
09 0.452 0.48 2.1 1.98 2.56 2.48 119.4 234.2
Adriane Machado
Laboratorista de Metrologia - SOCIESC - Joinville
e-mail: [email protected]
82
ANEXO B - RELATÓRIO CONTROLE DIMENSIONAL
83
Rua Albano Schmidt, 3333. CEP 89220-100 - JOINVILLE SC Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637
CLIENTE: Sociedade Educacional de Santa Catarina Data: 08/02/2013
Instituto Superior Tupy
Emerson Luis de Oliveira
MÁQUINA: MMC
Marca: Mitutoyo Modelo: Beyond Crysta
Software: Geopak-Win da Mitutoyo.
IDENT. AMOSTRA: Corpo de prova - Mestrado
Material: aço H13
Corpo de Prova: No 1 - Medição Modo Superfície
Superfície Desvio eixos (X, Y e Z) [mm] Desvio Total X Y Z
Reg
ião
(c)
01 0.151 0.019 0.077 0.166
02 0.099 -0.019 -0.048 -0.142
03 -0.003 -0.059 -0.030 -0.005
04 -0.044 0.058 0.037 0.068
05 0.098 -0.022 -0.050 -0.066
06 0.102 0.053 -0.059 -0.008
07 -0.029 -0.068 0.038 0.083
08 -0.001 0.004 -0.002 -0.062
09 -0.028 -0.067 0.038 0.083
Reg
ião
(b
)
10 -0.122 0.043 -0.065 -0.056
11 0.007 0.013 0.008 0.017
12 -0.091 0.077 0.064 0.138
13 0.073 0.062 -0.048 -0.145
14 -0.081 0.067 0.054 -0.021
15 -0.013 -0.078 0.040 0.088
16 0.073 0.062 -0.048 -0.107
17 -0.013 -0.078 0.040 0.076
18 0.013 -0.098 0.050 0.118
84
Reg
ião
(a)
19 0.133 0.047 0.071 0.159
20 0.018 0.006 -0.011 -0.027
21 0.003 0.014 0.007 0.016
22 0.055 0.094 0.055 0.121
23 -0.064 0.069 -0.047 -0.106
24 -0.024 0.023 -0.016 -0.037
25 0.011 -0.099 0.049 0.111
26 0.032 0.048 -0.029 -0.065
27 -0.007 0.020 -0.013 -0.021
Desvio Máximo 0.171 (2)
Desvio Médio -0.001
Desvio Mínimo -0.185 (23)
Corpo de Prova: No 2 - Medição Modo Superfície
Superfície Desvio eixos (X, Y e Z) [mm] Desvio Total X Y Z
Reg
ião
(c)
01 0.098 -0.020 -0.048 -0.136
02 -0.033 -0.004 -0.017 -0.037
03 0.151 -0.019 0.077 -0.171
04 0.127 0.167 0.107 0.189
05 -0.072 0.016 0.037 0.083
06 0.089 0.057 -0.054 0.112
07 -0.032 0.065 -0.034 -0.087
08 -0.030 0.096 0.053 0.104
09 0.027 -0.009 0.013 0.029
Reg
ião
(b
)
10 -0.016 0.084 0.043 0.096
11 0.035 0.062 0.036 0.080
12 -0.052 -0.020 -0.028 -0.062
13 0.020 0.022 0.015 0.034
14 -0.048 0.083 -0.048 -0.108
15 0.022 0.135 -0.069 -0.153
16 -0.133 -0.114 0.088 0.196
17 -0.092 -0.001 0.046 0.103
18 0.164 -0.135 -0.108 -0.239
85
Reg
ião
(a)
19 0.122 -0.011 -0.111 -0.204
20 0.053 0.039 0.033 0.080
21 0.014 0.059 0.029 0.067
22 -0.046 0.044 -0.031 -0.073
23 0.167 -0.072 0.092 0.025
24 -0.123 -0.036 -0.064 -0.070
25 0.063 0.149 -0.086 -0.185
26 -0.121 -0.182 0.111 0.245
27 0.119 0.045 0.064 0.143
Desvio Máximo 0.245 (26)
Desvio Médio 0.000
Desvio Mínimo -0.239 (18)
Corpo de Prova: No 3 - Medição Modo Superfície
Superfície Desvio eixos (X, Y e Z) [mm] Desvio Total X Y Z
Reg
ião
(c)
01 0.151 0.018 0.075 0.167
02 -0.035 0.110 -0.059 -0.100
03 -0.002 -0.040 -0.020 -0.025
04 -0.024 -0.057 0.032 0.069
05 0.087 -0.015 -0.040 -0.045
06 -0.010 -0.061 0.031 0.006
07 -0.089 0.057 0.054 0.101
08 0.066 0.001 -0.033 -0.071
09 -0.010 -0.061 0.031 0.069
Reg
ião
(b
)
10 -0.024 0.025 -0.018 -0.039
11 0.006 0.024 0.013 0.028
12 0.121 0.045 0.065 0.144
13 -0.133 0.047 -0.071 -0.158
14 -0.033 -0.004 -0.017 -0.036
15 0.013 0.054 0.026 0.070
16 -0.078 0.064 -0.051 -0.113
17 -0.046 0.045 -0.031 -0.074
18 0.005 0.115 0.059 0.129
86
Reg
ião
(a)
19 0.024 0.144 0.074 0.162
20 0.005 -0.009 -0.005 -0.011
21 0.006 0.026 0.013 0.029
22 0.008 0.116 0.059 0.135
23 -0.010 0.090 -0.045 -0.101
24 -0.023 0.022 -0.016 -0.036
25 0.009 -0.077 0.038 0.086
26 0.035 0.054 -0.032 -0.072
27 0.021 0.006 -0.011 -0.024
Desvio Máximo 0.170 (2)
Desvio Médio -0.000
Desvio Mínimo -0.176 (23)
Corpo de Prova: No 4 - Medição Modo Superfície
Superfície Desvio eixos (X, Y e Z) [mm] Desvio Total X Y Z
Reg
ião
(c)
01 -0.055 0.094 -0.055 -0.120
02 -0.042 -0.005 -0.022 -0.048
03 0.065 0.156 -0.086 -0.190
04 -0.133 -0.068 -0.076 -0.170
05 0.158 -0.069 0.088 0.193
06 -0.090 0.075 0.064 0.130
07 0.085 -0.020 -0.044 -0.099
08 -0.089 0.057 0.054 0.109
09 0.020 0.012 0.015 0.024
Reg
ião
(b
)
10 -0.018 0.097 0.050 0.111
11 0.039 0.069 0.040 0.088
12 -0.061 -0.023 -0.033 -0.073
13 0.015 -0.005 0.008 0.018
14 -0.018 0.097 -0.050 -0.111
15 0.024 0.144 -0.074 -0.164
16 -0.138 -0.118 0.091 0.203
17 -0.104 -0.001 0.052 0.116
18 0.155 -0.127 -0.102 -0.225
87
Reg
ião
(a)
19 0.158 -0.069 -0.088 -0.193
20 -0.036 0.071 0.037 0.088
21 0.013 0.054 0.026 0.062
22 -0.062 -0.046 -0.039 -0.086
23 0.013 -0.001 0.006 0.014
24 -0.053 0.050 -0.035 -0.081
25 0.063 0.150 -0.083 -0.176
26 -0.120 -0.181 0.110 0.243
27 -0.134 -0.040 0.070 0.156
Desvio Máximo -0.128 0.056 0.071 0.156
Desvio Médio -0.000
Desvio Mínimo -0.225 (18)
Corpo de Prova: No 5 - Medição Modo Superfície
Superfície Desvio eixos (X, Y e Z) [mm] Desvio Total X Y Z
Reg
ião
(c)
01 0.024 0.144 0.074 0.164
02 0.092 0.045 -0.051 -0.114
03 0.007 0.013 0.008 0.019
04 0.010 0.052 0.024 -0.053
05 0.038 -0.027 0-.026 -0.058
06 -0.051 -0.022 -0.027 -0.007
07 -0.027 -0.067 0.038 0.097
08 0.059 0.050 -0.040 -0.083
09 0.058 0.001 0.029 0.065
Reg
ião
(b
)
10 0.133 0.047 0.069 -0.059
11 0.003 0.013 0.007 0.017
12 0.119 0.045 0.064 0.144
13 -0.030 0.099 -0.058 -0.138
14 -0.014 0.025 -0.014 -0.032
15 -0.013 -0.080 0.041 0.091
16 0.061 0.052 -0.040 -0.089
17 0.058 0.001 -0.029 -0.065
18 0.005 0.099 0.052 0.113
88
Reg
ião
(a)
19 -0.128 0.056 0.071 0.157
20 0.012 -0.025 -0.013 -0.031
21 0.003 0.011 0.005 0.012
22 0.095 0.070 0.059 0.132
23 -0.030 0.095 -0.051 -0.109
24 -0.032 0.030 -0.021 -0.049
25 0.009 -0.077 0.038 0.086
26 0.029 0.044 -0.026 -0.058
27 0.009 0.003 -0.004 -0.010
Desvio Máximo 0.172 (2)
Desvio Médio -0.001
Desvio Mínimo -0.169 (23)
Corpo de Prova: No 6 - Medição Modo Superfície
Superfície Desvio eixos (X, Y e Z) [mm] Desvio Total X Y Z
Reg
ião
(c)
01 0.064 0.069 -0.048 -0.106
02 -0.028 -0.004 -0.015 -0.032
03 -0.127 -0.038 -0.066 -0.149
04 0.129 -0.159 -0.091 -0.134
05 -0.102 -0.007 0.061 0.173
06 0.005 0.099 0.051 0.112
07 -0.050 0.086 -0.050 -0.112
08 0.030 0.097 0.053 0.111
09 0.036 -0.013 0.009 0.033
Reg
ião
(b
)
10 0.010 0.090 0.045 0.102
11 0.035 0.061 0.036 0.079
12 -0.051 -0.019 -0.027 -0.061
13 0.046 -0.013 0.010 0.043
14 0.092 0.045 -0.053 -0.111
15 0.024 0.144 -0.074 -0.164
16 -0.134 -0.114 0.089 0.197
17 -0.078 0.064 0.051 0.115
18 0.169 -0.139 -0.112 -0.246
89
Reg
ião
(a)
19 0.176 -0.077 -0.098 -0.216
20 -0.036 0.072 0.037 0.088
21 0.013 0.054 0.027 0.062
22 -0.058 -0.043 -0.036 -0.081
23 0.023 0.022 0.016 0.038
24 -0.050 0.047 -0.033 -0.076
25 0.024 0.145 -0.076 -0.169
26 -0.122 -0.184 0.112 0.248
27 -0.127 -0.038 0.066 0.148
Desvio Máximo 0.248 (26)
Desvio Médio -0.000
Desvio Mínimo -0.246 (18)
Paulo Gaspar Borges de Almeida
Laboratorista de Metrologia - SOCIESC – Joinville
Laboratórios de Calibração e Ensaios
e-mail: [email protected]
90
ANEXO C - DESVIO DE FORMA DA SUPERFÍCIE
Fatores Desvios Geométricos
Sentido
Corte
ae
(mm)
fz
mm/aresta Região (c) Região (b) Região (a)
Co
nc
ord
an
te
0,125
0,02 -0,062 -0,071 -0,083 -0,072 0,011 -0,056 -0,039 -0,059 -0,051 0,011 -0,027 -0,011 -0,031 -0,023 0,011
0,06 0,083 0,069 0,065 0,072 0,009 0,017 0,028 0,017 0,021 0,006 0,016 0,029 0,012 0,019 0,009
0,10 0,083 0,101 0,097 0,094 0,009 0,118 0,129 0,113 0,120 0,008 0,159 0,162 0,157 0,159 0,003
0,250
0,02 0,068 0,069 0,053 0,063 0,009 0,088 0,070 0,091 0,083 0,011 0,111 0,086 0,086 0,094 0,014
0,06 0,104 0,109 0,111 0,108 0,004 0,096 0,111 0,102 0,103 0,008 0,080 0,088 0,088 0,085 0,005
0,10 0,189 0,193 0,173 0,185 0,011 0,196 0,203 0,197 0,199 0,004 0,245 0,243 0,248 0,245 0,003
0,500
0,02 0,029 0,024 0,033 0,029 0,005 0,080 0,088 0,079 0,082 0,005 0,067 0,062 0,062 0,064 0,003
0,06 0,112 0,130 0,112 0,118 0,010 0,103 0,116 0,115 0,111 0,007 0,143 0,156 0,148 0,149 0,007
0,10 0,166 0,167 0,164 0,166 0,002 0,138 0,144 0,144 0,142 0,003 0,121 0,135 0,132 0,129 0,007
Dis
co
rda
nte
0,125
0,02 -0,008 0,006 -0,007 -0,003 0,008 -0,076 -0,074 -0,065 -0,072 0,006 -0,021 -0,024 -0,010 -0,018 0,007
0,06 -0,066 -0,045 -0,058 -0,056 0,011 -0,107 -0,113 -0,089 -0,103 0,012 -0,065 -0,072 -0,058 -0,065 0,007
0,10 -0,087 -0,099 -0,112 -0,099 0,013 -0,239 -0,225 -0,246 -0,237 0,011 -0,204 -0,193 -0,216 -0,204 0,012
0,250
0,02 -0,005 -0,025 0,019 -0,004 0,022 -0,021 -0,036 -0,032 -0,030 0,008 -0,037 -0,036 -0,049 -0,041 0,007
0,06 -0,136 -0,120 -0,106 -0,121 0,015 -0,062 -0,073 -0,061 -0,065 0,007 -0,073 -0,086 -0,081 -0,080 0,007
0,10 -0,174 -0,190 -0,149 -0,171 0,021 -0,108 -0,122 -0,111 -0,114 0,007 -0,070 -0,081 -0,076 -0,076 0,006
0,500
0,02 -0,037 -0,048 -0,032 -0,039 0,008 0,034 0,018 0,043 0,032 0,013 0,025 0,014 0,038 0,026 0,012
0,06 -0,100 -0,142 -0,114 -0,119 0,021 -0,145 -0,158 -0,138 -0,147 0,010 -0,106 -0,101 -0,109 -0,105 0,004
0,10 -0,171 -0,170 -0,134 -0,158 0,021 -0,153 -0,164 -0,164 -0,160 0,006 -0,185 -0,176 -0,169 -0,177 0,008
1o m
ed
ição
2o m
ed
ição
3o m
ed
ição
Mé
dia
Des
vio
Pa
drã
o
1o m
ed
ição
2o m
ed
ição
3o m
ed
ição
Mé
dia
Des
vio
Pa
drã
o
1o m
ed
ição
2o m
ed
ição
3o m
ed
ição
Mé
dia
Des
vio
Pa
drã
o
91
91
ANEXO D - CERTIFICADO DE QUALIDADE DO MATERIAL
92
ANEXO E - DETALHAMENTO 2D CORPO DE PROVA
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