ii
Dados Internacionais de Catalogação-na-Publicação (CIP)
Divisão de Informação e Documentação
Abreu, Pedro Jorge Moreira de
Análise e otimização dos processos de fresamento a altas velocidades no contexto de ferramentaria. / Pedro Jorge
Moreira de Abreu.
São José dos Campos, 2010.
120f.
Tese de mestrado – Curso de Pós-Graduação em Engenharia Aeronáutica e Mecânica, Área de Mecânica dos
Sólidos e Estruturas – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, 2010. Orientador: Dr. Eng. Mec. Jefferson de
Oliveira Gomes.
1. Usinagem. 2. Aço endurecido. 3. Ferramentaria. I. Instituto Tecnológico de Aeronáutica. II. Análise e
otimização dos processos de fresamento a altas velocidades no contexto de ferramentaria.
REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA
ABREU, Pedro Jorge Moreira de. Análise e otimização dos processos de fresamento a
altas velocidades no contexto de ferramentaria. 2010. 120f. Tese de mestrado na Área de
Mecânica dos Sólidos e Estruturas – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos
Campos.
CESSÃO DE DIREITOS
NOME DO AUTOR: Pedro Jorge Moreira de Abreu
TÍTULO DO TRABALHO: Análise e otimização dos processos de fresamento a altas velocidades
no contexto de ferramentaria.
TIPO DO TRABALHO/ANO: Tese de Mestrado / 2010
É concedida ao Instituto Tecnológico de Aeronáutica permissão para reproduzir cópias desta
tese e para emprestar ou vender cópias somente para propósitos acadêmicos e científicos. O
autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta tese pode ser reproduzida
sem a sua autorização (do autor).
___________________________
Pedro Jorge Moreira de Abreu
Rua Antônio Cezarino, 300, apto. 44, Bosque
CEP 13015-290
Campinas – SP
iii
ANÁLISE E OTIMIZAÇÃO DOS PROCESSOS DE FRESAMENTO A
ALTAS VELOCIDADES NO CONTEXTO DE FERRAMENTARIA
Pedro Jorge Moreira de Abreu
Composição da Banca Examinadora:
Prof.
Prof.
Prof.
Prof.
Dr. Inacio Regiani
Dr. Jefferson de Oliveira Gomes
Dr. Dr. Anderson Vicente Borille
Dr. Rodrigo Lima Stoeterau
Presidente - ITA
Orientador - ITA
ITA
USP
ITA
iv
A minha amada esposa Simone, cujas palavras de encorajamento
têm me estimulado a vencer os desafios.
v
AGRADECIMENTOS
Graças a Deus, que sempre nos conduz vitoriosamente em Cristo e por nosso
intermédio exala em todo lugar a fragrância do seu conhecimento.
Aos meus queridos e amados pais, Brígido e Lenisete de Abreu, por compartilharem
dos meus sonhos e me abençoarem com seu amor e carinho.
À minha irmã, Renata de Abreu, que me presenteia com a felicidade de ouvi-la dizer
que para ela eu sou um exemplo a ser seguido.
À minha valorosa esposa Simone de Abreu, que tem alegrado meus dias com sua
presença. Que nossa casa possa continuar servindo verdadeiramente ao Senhor.
Aos meus amigos e irmãos na fé, Rubens Sousa, Paulo Apóstolo e Fábio dos Santos,
que viram milagres acontecerem em minha vida para que esse dia pudesse acontecer.
Aos meus colegas do CCM e da Ferramentaria, por compartilharem comigo os seus
conhecimentos e contribuírem para meu crescimento profissional.
Ao meu professor e orientador Jefferson de Oliveira Gomes, que não me permitiu
desistir, mesmo quando minhas obrigações profissionais quase sufocaram minhas aspirações
acadêmicas.
vi
“Porque sou eu que conheço os planos que tenho para vocês, diz o Senhor,
planos de fazê-los prosperar e não de lhes causar dano,
planos de dar-lhes esperança e um futuro.”
Jeremias 29.11
vii
RESUMO
Este trabalho tem como objetivo avaliar e melhorar os métodos de fabricação de
superfícies complexas. Para tanto, diferentes estratégias de fresamento são analisadas e
aplicadas em um contexto de ferramentaria. As metas de melhoria são: diminuição dos
tempos de processo, preservação dos recursos produtivos e melhora da qualidade superficial
da peça usinada. São consideradas as operações de desbaste, semi-acabamento e acabamento
do aço H13 temperado. A escolha desse material, bem como das ferramentas e da máquinaferramenta apresentadas neste estudo, é baseada nos recursos existentes e utilizados por
empresas estabelecidas em território nacional. A peça de estudo foi sugerida por uma
ferramentaria renomada e possui características presentes em seus atuais produtos.
Características essas, que apresentam-se como pontos críticos no processo de manufatura em
virtude de sua complexidade geométrica. Os objetivos estabelecidos foram alcançados. Foram
desenvolvidas estratégias que permitiram o aumento da produtividade, ampliação da vida útil
de ferramentas e máquinas e diminuição dos índices de rugosidade das superfícies fabricadas.
Todos os conceitos foram empregados em chão-de-fábrica onde houve a comprovação dos
ganhos obtidos e da aplicabilidade do estudo.
viii
ABSTRACT
This study aims to evaluate and improve manufacturing methods for complex
surfaces. To this end, different milling strategies are analyzed and applied in toolshop
environment. Targets for improvement are: process time reduction, productive resources
preservation and proper workpiece surface quality. It was considered roughing, semi-finishing
and finishing milling of tempered steel H13. The choice of this material, as well as tools and
machine tool presented in this study, is based on existing resources used by companies
nationally established. Workpiece was suggested by an acknowledged toolshop company and
has features belonging to its current products. These characteristics appear as critical points in
the manufacturing process due to its geometric complexity. The goals were achieved.
Strategies were developed that enabled increased productivity, extended durability of tools
and machinery and a decreased roughness of the fabricated surfaces. All concepts were
employed in factory environment where the gains were verified and the applicability of the
study was demonstrated.
ix
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1.1 – Cadeia de produção de um molde ou matriz. ........................................................ 4
Figura 1.2 – Etapas da fabricação do ferramental (SANDVIK, 1997)....................................... 4
Figura 1.3 – Tempos relativos às etapas de fabricação do ferramental. ..................................... 5
Figura 1.4 – Etapas da fabricação do ferramental utilizando-se HSM. ...................................... 7
Figura 2.1 – Fresamento frontal e fresamento tangencial (KÖNIG, 1999). ............................. 10
Figura 2.2 – Tipos gerais de fresas de topo (HOCK, 1996). .................................................... 11
Figura 2.3 – Fresamento discordante, concordante e combinado (STEMMER, 1995)............ 12
Figura 2.4 – Variação da temperatura com a velocidade de corte (SCHULZ; FINZER,
1999). .............................................................................................................................. 13
Figura 2.5 – Faixa de velocidades de corte para diferentes materiais (SCHULZ, 1996). ........ 13
Figura 2.6 – Determinação do ângulo de penetração de corte (φc) (KÖLLING, 1986). ......... 17
Figura 2.7 – Variações do grau de sobreposição do gume (KÖLLING, 1986;
KRONENBERG, 1963). ................................................................................................. 18
Figura 2.8 – Considerações de contato em 2 ½ eixos, com uma fresa de topo toroidal
(ZANDER, 1995). ........................................................................................................... 19
Figura 2.9 – Otimização da estratégia de desbaste (BIEKER, 1991). ...................................... 23
Figura 2.10 – Características da fresa de topo esférica (GOMES, 2002 apud HELLENO,
2004). .............................................................................................................................. 25
Figura 2.11 – Diferentes ajustes de ângulos de inclinação para fresas de topo esférico
(SOUZA G., 2006). ......................................................................................................... 26
Figura 2.12 – Problemas da utilização do cone ISO em alta rotação (CAVIOCHIOLLI,
2003). .............................................................................................................................. 28
Figura 2.13 – Cones: HSK à esquerda e ISO à direita (SOUZA, 2004). ................................. 28
Figura 2.14 – Eixos-árvore disponíveis para comércio (SCHMITT, 1996). ............................ 30
Figura 2.15 – Variação da espessura do cavaco devido à vibração da ferramenta
(CABRAL, 2006). ........................................................................................................... 33
Figura 2.16 – Influência do look ahead no perfil da velocidade de avanço (SOUZA A.,
2004). .............................................................................................................................. 38
Figura 2.17 – Tipos de interpolação para geração da trajetória da ferramenta (nunes,
2007) ............................................................................................................................... 39
Figura 2.18 – Inserção de splines entre blocos intermediários (SIEMENS, 2006). ................. 40
Figura 3.1 – Morsa de precisão usada na fixação da peça (NUNES, 2007). ............................ 41
Figura 3.2 – Mandril e pinça utilizados para a fixação das fresas (NUNES, 2007). ................ 42
Figura 3.3 – Ilustração da estrutura cinemática do centro de usinagem Hermle C600 U
(SIEMENS, 2004). .......................................................................................................... 43
Figura 3.4 – Vista interna do gabinete de controle da máquina (NUNES, 2007) .................... 45
Figura 3.5 – Esquema de interligação entre módulos de controle da Siemens (NUNES,
2007). .............................................................................................................................. 45
Figura 3.6 – Sistema para aquisição de dados em tempo real do CNC (NUNES, 2007). ........ 46
Figura 3.7 – Dispositivo para medição de deflexão da haste da fresa (NUNES, 2007). .......... 48
Figura 3.8 – Posicionamento dos sensores de proximidade e do disco no dispositivo de
medição de deflexão de haste (NUNES, 2007)............................................................... 49
Figura 3.9 – Esquema de montagem do experimento para a análise da deflexão da haste
da ferramenta (NUNES, 2007)........................................................................................ 49
Figura 3.10 – Imagem do software usado para aquisição de valores de deflexão
(NUNES, 2007). .............................................................................................................. 50
x
Figura 3.11 – Processo de determinação da freqüência natural de vibração (cabral,
2007). .............................................................................................................................. 51
Figura 3.12 – Fluxograma do procedimento para obtenção dos valores de rotação ótima
e profundidade máxima de corte ..................................................................................... 56
Figura 3.13 – Peça teste definida pela ferramentaria................................................................ 57
Figura 4.1 – Avaliação dos esforços de corte para o ensaio item 4.1.1 .................................... 60
Figura 4.2 – Resultados do ensaio do item 4.1.1 ..................................................................... 60
Figura 4.3 – Avaliação dos esforços de corte para o ensaio item 4.1.2 .................................... 62
Figura 4.4 – Resultados do ensaio do item 4.1.2 ...................................................................... 62
Figura 4.5 – Avaliação dos esforços de corte para o ensaio 4.1.3 ........................................... 63
Figura 4.6 – Resultados do ensaio do item 4.1.3 ..................................................................... 64
Figura 4.7 – Avaliação dos esforços de corte para o ensaio do item 4.1.4. ............................. 65
Figura 4.8 – Resultados do ensaio de vida do item 4.1.4. ........................................................ 66
Figura 4.9 – Avaliação dos esforços de corte para o ensaio do item 4.1.5. ............................. 67
Figura 4.10 – Resultados do ensaio de vida do item 4.1.5. ...................................................... 67
Figura 4.11 – Avaliação dos esforços de corte para o ensaio do item 4.1.6. ........................... 68
Figura 4.12 – Resultados do ensaio de vida do item 4.1.6. ...................................................... 69
Figura 4.13 – Região de medição da rugosidade. ..................................................................... 71
Figura 4.14 – Ponto em que ocorre a máxima deflexão e ponto onde foi medida a
deflexão. (NUNES, 2007) ............................................................................................... 72
Figura 4.15 – Comportamento da deflexão da haste para os diferentes casos estudados......... 73
Figura 4.16 – Influências do controle sobre produtividade e qualidade em hsc. ..................... 74
Figura 5.1 – Ganhos obtidos com a estratégia raster. ............................................................... 90
Figura A.1 – Maiores reduções de tempo de usinagem.......................................................... 104
xi
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 3.1 – Informações técnicas referentes ao centro de usinagem Hermle C 600U
(SOUZA, 2006). ............................................................................................................. 43
Tabela 3.2 – Informações técnicas a respeito da MMC ........................................................... 47
Tabela 3.3 – Informações técnicas a respeito do rugosímetro.................................................. 47
Tabela 3.4 – Parâmetros fixos dos ensaios de vida. ................................................................. 54
Tabela 4.1 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.1 .................................................... 59
Tabela 4.2 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.2 .................................................... 61
Tabela 4.3 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.3 .................................................... 63
Tabela 4.4 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.4 .................................................... 64
Tabela 4.5 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.5 .................................................... 66
Tabela 4.6 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.6. ................................................... 68
Tabela 4.7 – Condições para o ensaio de rotação no acabamento ............................................ 71
Tabela 5.1 – Características do primeiro desbaste ................................................................... 76
Tabela 5.2 – Ganhos obtidos com a modificação do primeiro desbaste................................... 79
Tabela 5.3 – Características do segundo desbaste .................................................................... 80
Tabela 5.4 – Características do semi-acabamento geral. .......................................................... 82
Tabela 5.5 – Características do semi-acabamento da chaveta. ................................................. 83
Tabela 5.6 – Características do semi-acabamento da chaveta. ................................................. 85
Tabela 5.7 – Operações de semi-acabamento não modificadas. .............................................. 86
Tabela 5.8 – Características da abertura das aletas. ................................................................. 87
Tabela 5.9 – Ganhos obtidos com a abertura de aletas............................................................. 88
Tabela 5.10 – Características do acabamento em raster ........................................................... 89
Tabela 5.11 – Características dos processos de acabamento remanescentes. .......................... 90
Tabela A.1 – Ferramentas adicionais usadas neste trabalho. ................................................. 105
xii
LISTA DE SÍMBOLOS
(1 - mc)
ae
Ami
[mm]
[mm/s²]
coeficiente de Kienzle
profundidade de corte radial
aceleração mínima
an
[mm/s²]
aceleração normal mínima
ap
ar
[mm]
profundidade de corte axial
ângulo de rampa
b
D
Dx
Dy
Fc
Fr
fz
hm
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[N]
[N]
[mm]
[mm]
largura de corte
diâmetro da ferramenta
deslocamento da ferramenta na direção x
deslocamento da ferramenta na direção y
força de corte
força de atrito
avanço por dente
espessura média de usinagem
k
[grad]
ângulo de ataque da ferramenta
2
kc1.1
N
pk
Pn(x)
[N/mm ]
[rpm]
força específica de corte.
Velocidade de rotação da ferramenta
polígono de controle
polinômio de grau n
Ra
[µm]
Rugosidade média
Rth
Rz
vc
vf
vfefetiva
[µm]
[µm]
[m/min]
[mm/min]
[m/min]
Rugosidade teórica
Rugosidade média
velocidade de corte
velocidade de avanço
velocidade efetiva de avanço
vfprogramada
Vn
Vs
Vt
x
[m/min]
[mm/s]
[mm/s]
[mm/s]
[mm]
y
z
φc
[mm]
velocidade de avanço programada
velocidade normal no ponto de contato
velocidade de avanço resultante ou mínima (look ahead)
velocidade tangencial
deslocamentos direcionais em “x”, na direção da velocidade de
avanço
deslocamentos direcionais em “y” na direção transversal ao avanço
número de facas
ângulo de contato de corte na entrada da ferramenta
[grad]
xiii
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ..................................................................................................................... 1
2 REVISÃO DA LITERATURA ............................................................................................. 9
2.1 Conceituação do processo de fresamento ....................................................................... 9
2.1.1 Fresamento a altas velocidades.............................................................................. 12
2.1.2 Considerações sobre a Força de Corte ................................................................... 13
2.1.3 Estimativa da produtividade .................................................................................. 20
2.1.4 Preservação da ferramenta de corte ....................................................................... 21
2.2 Etapas do fresamento de superfícies complexas ........................................................... 22
2.3 O sistema ferramentas de corte/sistema de fixação/eixo árvore ................................... 27
2.4 O controle do processo de fresamento .......................................................................... 30
2.4.1 O controle de vibrações em fresamento ................................................................ 31
2.4.2 O controle dos movimentos de avanço em fresamento ......................................... 36
3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................................ 41
3.1 Materiais ....................................................................................................................... 41
3.1.1 Especificações das ferramentas de corte ............................................................... 41
3.1.2 Dispositivo de fixação (NUNES, 2007) ................................................................ 41
3.1.3 Máquina-ferramenta (NUNES, 2007) ................................................................... 42
3.1.4 Dispositivo para medição da velocidade de avanço efetiva (NUNES, 2007) ....... 44
3.1.5 Dispositivo para medição dimensional da peça (NUNES, 2007) .......................... 47
3.1.6 Dispositivo para medição da qualidade superficial da peça (NUNES, 2007) ....... 47
3.1.7 Dispositivo para medição da deflexão da haste (NUNES, 2007) .......................... 48
3.1.8 Dispositivo para determinação da Função Resposta em Freqüência
(CABRAL, 2007) .................................................................................................. 50
3.1.9 Dispositivo para medição da vida da ferramenta................................................... 51
3.1.10 Sistema CAD/CAM ............................................................................................... 51
3.2 Métodos utilizados ........................................................................................................ 52
3.2.1 Método para teste de vida de ferramenta com passadas retilíneas ........................ 52
3.2.2 Método para análise da potência efetiva do fuso ................................................... 54
3.2.3 Método para avaliação da rugosidade superficial.................................................. 54
3.2.4 Método para análise do desvio da haste da ferramenta de corte............................ 54
3.2.5 Método para determinação das rotações ótimas (CABRAL, 2007) ...................... 55
3.2.6 Método para análise de estratégias de desbaste e acabamento .............................. 56
3.2.7 Definição da peça teste .......................................................................................... 57
xiv
4 RESULTADOS E ANÁLISES ............................................................................................ 58
4.1 Análises dos Testes de Ferramentas ............................................................................. 58
4.1.1 Análise da variação do avanço por dente no engajamento (fz inicial) para vc =
69 m/min ................................................................................................................ 59
4.1.2 Avaliação do efeito do aumento da velocidade de corte (vc) ................................ 61
4.1.3 Influência do parâmetro estudado para vc = 201,06 m/min ................................... 63
4.1.4 Análise da influência da profundidade de corte axial (ap) e do avanço por
dente (fz) mantendo-se constante a taxa de remoção (Q) ...................................... 64
4.1.5 Análise da influência da velocidade de avanço no engajameto (vf)
aumentando-se profundidade de corte axial (ap) e diminuindo-se o avanço por
dente (fz) ................................................................................................................ 66
4.1.6 Análise da variação da profundidade de corte axial (ap) e do avanço por dente
(fz) mantendo-se constante a velocidade de corte (vc) ........................................... 68
4.2 Análises das estratégias de corte sobre a estabilidade e sobre a integridade da
peça ............................................................................................................................... 69
4.2.1 Determinação da rotação ótima para operações de acabamento ........................... 70
5 APLICAÇÃO DOS RESULTADOS................................................................................... 75
5.1 Desbaste ........................................................................................................................ 75
5.2 Semi-acabamento .......................................................................................................... 81
5.3 Abertura de aletas ......................................................................................................... 86
5.4 Acabamento em raster .................................................................................................. 88
6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS ................................ 93
6.1 Sugestões para Futuros Trabalhos ................................................................................ 95
7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................ 96
ANEXOS ............... ................................................................................................................ 103
ANEXO I – REDUÇÃO DOS TEMPOS DE OPERAÇÃO ............................................. 104
ANEXO II – FERRAMENTAS ADICIONAIS ................................................................ 105
1
1
INTRODUÇÃO
Moldes e matrizes são hoje ferramentas essenciais para as indústrias modernas
que executam produção em massa. Clientes desse setor formam um amplo conjunto que
compreende indústrias de máquinas de transporte (inclusive automobilística), máquinas
industriais, máquinas e equipamentos elétricos, utensílios domésticos, produtos de escritório,
dispositivos e equipamentos ópticos, recipientes de vidro, equipamentos e materiais de
construção, brinquedos e outros. Como esses artigos e equipamentos consistem
principalmente de partes, unidades (subconjuntos) e componentes, que são usados em larga
escala, moldes e matrizes servem a praticamente todas as empresas de fabricação de tais
produtos.
Em termos de aplicações industriais, moldes e matrizes são classificados
principalmente em estampos, moldes plásticos, matrizes para fundição, matrizes para
metalurgia do pó, moldes para borracha e cerâmica (CHEN; LEE; MIZUNO, 2002).
No entendimento de moldes e matrizes e seu trabalho, pode-se pensar, por
exemplo, no cartucho de tinta de uma caneta esferográfica, numa garrafa PET ou recipientes
para pudim e iogurte. Todos esses itens são processados ou conformados por moldes de
plástico.
A fabricação de moldes e matrizes é regida por um tipo de engenharia baseada em
conhecimento tácito. Sua produção é de grande valia na determinação do preço e da qualidade
do produto final. Moldes e matrizes são benéficos nesse sentido, portanto investimento na
fabricação de moldes se faz necessário para um país que espera desenvolver o seu setor
industrial.
Atualmente, muitas multinacionais trabalham com foco em operações de
montagem em cooperação com o país de origem da referida empresa. Esse método de
2
fabricação não é o mais economicamente vantajoso para o país anfitrião, uma vez que todo o
valor agregado na fabricação dos componentes deve ser pago em forma de divisas de
importação. Mesmo montadores locais ou seus fornecedores que disponham-se a fabricar
localmente essas peças necessitam importar os moldes para os processos de conformação.
Em outras palavras, o desenvolvimento do setor de moldes e matrizes, permite a
um país responder cada vez mais não apenas pela operação de montagem usando peças
produzidas localmente, mas também gerenciar toda a cadeia produtiva do produto a ser
manufaturado.
Pelo exposto, não causa admiração o fato de muitos países atualmente investirem
pesadamente no desenvolvimento de seu setor fabricante de moldes e matrizes. Esse segmento
passou em poucos anos de uma situação em que a Europa, a América do Norte e o Japão eram
quase os únicos produtores, para outra com vários países produtores, na qual a China, Taiwan
e Coréia do Sul já estão entre os 11 primeiros (ICEX, 2007).
Tomando a China como exemplo, nos últimos anos esse país tem mantido um
expressivo desenvolvimento nesse segmento. Apesar do impacto da crise financeira mundial,
em 2009 sua receita total de vendas alcançou 14,3 bilhões de dólares. Esses valores tendem a
aumentar. Com o estímulo da procura interna, investimento em tecnologia (que chegou a
dezenas de milhões de dólares em 2008) e com a vantagem de eficiência de custos
característica da indústria chinesa, é previsto que esse setor continue a crescer
substancialmente. Esse país ocupa hoje, em termos de valores, a posição de terceiro maior
fabricante de moldes e matrizes depois de Japão e Alemanha. Em termos de quantidade, perde
apenas para o Japão (DMC, 2010).
Já a Espanha, que também é um dos 10 principais fabricantes mundiais de Moldes
e Matrizes, tem uma produção anual de perto de 827 milhões de euros e 800 empresas que
3
empregam 10.700 pessoas aproximadamente. Em torno de 26% da produção anual são
exportados (ICEX, 2007).
Ainda na península Ibérica, Portugal também tem investido em sua indústria de
moldes para plásticos. Seus esforços têm-se concentrado em estimular, cada vez mais, grandes
multinacionais a selecionarem empresas nacionais para o fabrico dos seus moldes.
Atualmente, o setor de moldes em Portugal possui cerca de 300 empresas empregando cerca
de 7500 pessoas e o país exporta 90% de sua produção (LEITÃO; FERREIRA; AZEVEDO,
2008).
Devido ao elevado nível de importância, o mercado global tem mostrado sinais de
maturidade e estagnação nesse segmento, com várias empresas no mesmo ramo de atuação.
Empresas essas que disputam os mesmos mercados ou avançam sobre territórios adjacentes.
No Brasil, esse setor enfrenta o desafio de avançar em termos de fatores de
inovação, vantagem competitiva e eficiência de custos. Aspectos esses que, apesar de sempre
terem sido considerados importantes, tornaram-se essenciais nos últimos tempos.
As indústrias brasileiras de produção de moldes e matrizes são também
conhecidas como ferramentarias. Na análise das etapas que formam a cadeia de produção de
uma matriz ou de um molde em uma ferramentaria, temos os seguintes quadros esquemáticos
(Figura 1.1 e Figura 1.2).
4
FIGURA 1.1 – CADEIA DE PRODUÇÃO DE UM MOLDE OU MATRIZ.
a - bloco de material bruto, b - Desbaste, c- semi-acabamento, d - tratamento térmico,
e* - usinagem do eletrodo, e - Eletro-erosão, f - acabamento, g - polimento
FIGURA 1.2 – ETAPAS DA FABRICAÇÃO DO FERRAMENTAL (SANDVIK, 1997).
A Figura 1.2 representa as fases envolvidas no processo atual de fabricação de
uma ferramenta de injeção ou de um estampo (molde ou matriz). Observam-se possíveis
pontos de melhoria. Primeiro, entre as etapas “c” e “d”, a peça deve ser retirada da máquinaferramenta para ser encaminhada para tratamento térmico. Ao retornar, ela deve ser
novamente fixada à máquina, o que, dependendo da complexidade geométrica, pode significar
grandes perdas relativas a tempo. Segundo, os sub-processos de fabricação de eletrodos (etapa
“e*”) e eletro-erosão (etapa “e”) são geralmente demorados. Isso leva ferramentarias a
dedicarem uma máquina-ferramenta exclusivamente à usinagem de eletrodos. Por último,
5
nesse esquema de fabricação, as etapas de polimento manual e mesmo de retificação da
superfície demandam muito tempo. As retíficas de uma ferramentaria constituem muitas
vezes o gargalo da produção de moldes.
Em uma pesquisa realizada em um ferramentaria brasileira de grande porte, foram
avaliados os tempos envolvidos no processo de fabricação de 22 moldes de injeção de plástico
e 14 matrizes de estampo. Constatou-se que, em média, considerando-se desde o início da fase
de projeto até a primeira operação de prova prática (tryout), a etapa de fabricação corresponde
a aproximadamente 48% do lead time (Figura 1.3).
FIGURA 1.3 – TEMPOS RELATIVOS ÀS ETAPAS DE FABRICAÇÃO DO FERRAMENTAL.
Assim, a etapa de fabricação do ferramental representa quase metade do tempo
necessário para o fornecimento de um molde ou matriz com os requisitos do cliente. Em um
contexto em que o termo competitividade deixou de ser uma expressão corriqueira, é de
fundamental importância para a indústria brasileira melhorar a produtividade mantendo um
alto nível de qualidade dos produtos fabricados.
A inovação tecnológica é essencial para a redução de custos por meio da
utilização racional dos recursos de uma ferramentaria. Nesse caso, o desenvolvimento reside
fundamentalmente em um processo qualitativo de transformação da estrutura produtiva no
sentido de otimizar processos e agregar mais valor à produção por meio da intensificação do
uso do conhecimento aplicado.
6
A usinagem a altas velocidades (também conhecida como High Speed Machining
ou HSM) mostra-se extremamente vantajosa nesse sentido. O processo HSM consiste em
submeter o material a cortes, desbastes ou acabamentos em velocidades de cinco a dez vezes
maiores do que as utilizadas em usinagens convencionais. Um procedimento que não apenas
economiza tempo de produção como proporciona maior precisão dimensional e melhor
acabamento para as peças usinadas.
Nos últimos anos, o fresamento em alta velocidade tem sido muito utilizado e
muitas investigações têm demonstrado as vantagens da tecnologia. No Brasil, no entanto, a
maioria das aplicações e atividades de pesquisa de diversas ligas de aço se refere às operações
de acabamento em profundidades de corte pequenas, avanços pequenos e comprimentos de
contato curtos (WERTHEIM, 2008). O ganho com a tecnologia de alta velocidade pode ser
ainda mais impactante.
É possível reduzir sensivelmente os tempos de fabricação. Utilizando as técnicas
de corte em altas velocidades mostradas nesse trabalho, é possível iniciar a usinagem já com o
material termicamente tratado e com a dureza final exigida (Figura 1.4). O que permite que
sejam realizadas todas as operações de fresamento sem a necessidade de retirar a peça da
máquina-ferramenta. Além disso, utilizando-se da redução das forças de corte e do
aproveitamento máximo da estrutura das ferramentas, faz-se possível remover material de
cavidades profundas e de difícil acesso, reduzindo, e em muitos casos até eliminando, a
necessidade dos processos de eletro-erosão.
7
a* - bloco de material termicamente tratado, b* - Desbaste, c*- semi-acabamento,
e* - usinagem do eletrodo, e - Eletro-erosão, f - acabamento, g - polimento
FIGURA 1.4 – ETAPAS DA FABRICAÇÃO DO FERRAMENTAL UTILIZANDO-SE HSM.
Por produzir peças em muito menos tempo, a HSM representa um considerável
ganho de produtividade, além de proporcionar maior precisão dimensional e rugosidade mais
baixa, o que significa uma superfície mais lisa e adequada para moldes de injeção de plástico
(INOTEC, 2010). Isso permite que as operações de retificação e polimento, quando
necessárias, sejam realizadas mais rapidamente.
Com a HSM, um molde da indústria de injeção de plásticos, por exemplo, pode
ser fabricado na metade do tempo gasto pelo processo convencional (INOTEC, 2010).
Possibilidade significantemente valiosa em um contexto em que as dificuldades em
cumprimento de prazos e as questões relativas à eficiência de custos têm se mostrado como
pontos fracos, como é o caso das grandes ferramentarias do Brasil.
Desse modo, a capacitação brasileira nesta área do conhecimento é considerada
estratégica para a indústria nacional, uma vez que a usinagem em altas velocidades está
impondo novos padrões de produtividade e qualidade ao setor industrial (INOTEC, 2010).
Este trabalho busca uma maior compreensão das operações de fresamento a altas
velocidades. A aplicação desse conhecimento deve conduzir à elevação das taxas de remoção
de material e à redução dos esforços solicitantes durante as operações de usinagem. Além
disso, objetivam-se processos mais estáveis que permitam aumentar tanto a qualidade
superficial do componente usinado, como sua precisão dimensional.
8
Para tanto, uma peça de estudo foi definida em conjunto com uma ferramentaria
de reconhecida expressão em território nacional. Os resultados deste estudo serão aplicados na
fabricação dessa peça e os resultados serão comparados aos dos processos convencionais da
ferramentaria.
Espera-se, portanto, gerar informações de grande valia para a indústria nacional
que possibilitem o aumento da produtividade, a melhoria da qualidade e a preservação dos
recursos produtivos no contexto de fabricação de moldes e matrizes.
O presente documento foi dividido em cinco capítulos que são brevemente
descritos a seguir:
Capítulo 1 – Refere-se à introdução do tema principal.
Capítulo 2 – Apresenta a abrangência dos aspectos do fresamento a altas
velocidades.
Capítulo 3 – Descreve os materiais e métodos utilizados para a realização da etapa
experimental deste trabalho.
Capítulo 4 – Trata da discussão dos resultados experimentais e dos testes
realizados, assim como os estudos de caso realizados.
Capítulo 5 – Descreve os estudos de casos baseado em uma peça teste fornecida
por uma grande ferramentaria reconhecida em âmbito nacional.
Capítulo 6 – Contém conclusões a respeito do trabalho, análise das contribuições
deste estudo e propostas para novos trabalhos relacionados ao tema.
9
2
2.1
REVISÃO DA LITERATURA
Conceituação do processo de fresamento
Fresamento é um processo de usinagem no qual a remoção de material da peça se
realiza de modo intermitente pelo movimento rotativo da ferramenta, geralmente
multicortante, denominada fresa (STEMMER, 1995). A ferramenta movimenta-se com uma
velocidade de avanço em relação à peça. Uma característica do processo é que cada gume da
fresa remove uma porção de material da peça na forma de pequenos cavacos individuais
(DROZDA, 1983).
É um processo largamente utilizado na indústria aeronáutica, automobilística e de
moldes e matrizes (POLLI, 2005). Suas aplicações incluem a produção de superfícies planas,
contornos, rasgos, ranhuras, cavidades e roscas, entre outras (STEMMER, 1995).
Os métodos de fresamento podem ser divididos em dois grupos principais:
periférico ou tangencial, e frontal ou plano (Figura 2.1) (STEMMER, 1965). Outros métodos
de fresamento que existem podem ser considerados variações desses dois e dependem do tipo
de peça e ferramenta utilizadas (DROZDA, 1983).
10
FIGURA 2.1 – FRESAMENTO FRONTAL E FRESAMENTO TANGENCIAL (KÖNIG, 1999).
No fresamento periférico, ou tangencial, a superfície usinada é gerada por gumes
na periferia da fresa, e é geralmente um plano paralelo ao eixo da ferramenta. A seção
transversal da superfície fresada corresponde ao contorno da fresa ou combinação de fresas
utilizadas (KÖNIG, 1999).
No fresamento frontal, a superfície usinada resulta da ação combinada dos gumes
localizados na periferia e na face frontal da fresa, esta geralmente em ângulo reto ao eixo da
ferramenta. Normalmente, neste tipo de fresamento, a superfície fresada é plana, e não
corresponde ao contorno dos gumes (KÖNIG; KLOCKE, 1999).
O fresamento de topo é um processo contínuo, circunferencial e frontal que
emprega uma fresa de topo. Ele é utilizado com vantagem na execução de superfícies de
forma livre, bem como rasgos e cortes de todos os tipos e tamanhos (STEMMER, 1995).
As fresas de topo possuem gumes tanto na sua periferia quanto na sua face.
Podem ser produzidas com topo simples ou duplo, haste e corpo cilíndricos ou cônicos, em
diversos diâmetros e comprimentos, possuir dois, três, quatro, seis ou mais canais, sendo que
na maioria estes são helicoidais e, em alguns casos, retos (STEMMER, 1995).
11
O topo pode ser reto, semiesférico ou toroidal. Construtivamente as fresas de topo
podem ser inteiriças, com insertos brasados ou ainda com insertos intercambiáveis. Alguns
exemplos de fresas são apresentados na Figura 2.2.
FIGURA 2.2 – TIPOS GERAIS DE FRESAS DE TOPO (HOCK, 1996).
De acordo com a direção de corte e de avanço, distinguem-se ainda o fresamento
concordante e o fresamento discordante. No fresamento concordante os movimentos de corte
e de avanço têm, em média, o mesmo sentido, iniciando-se o corte com a espessura máxima
de cavaco. No fresamento discordante os movimentos de corte e avanço têm, em média,
sentidos opostos, iniciando-se o corte com a espessura mínima de cavaco. No caso do eixo da
fresa interceptar a peça, tem-se o fresamento concordante e discordante combinados. Isto
ocorre geralmente nos processos de fresamento frontal e de topo (Figura 2.3) (STEMMER,
1995).
12
FIGURA 2.3 – FRESAMENTO DISCORDANTE, CONCORDANTE E COMBINADO (STEMMER, 1995).
2.1.1
Fresamento a altas velocidades
O processo de usinagem com altas velocidades de corte (da terminologia High
Speed Cutting ou High Speed Machining) surgiu a partir do trabalho desenvolvido por Cal. J.
Salomon, com patente registrada em 1931 (Deutsche Patentschrift Nr. 523594), que mais
tarde foi vendida à empresa alemã Friedrich Krupp AG. A patente foi baseada em curvas de
velocidade de corte em função da temperatura, conforme mostra a Figura 2.4 (OLIVEIRA,
2003).
Embora o conceito de alta velocidade seja bastante relativo, há um consenso na
literatura sobre o que seja “alta”. Nota-se, na Figura 2.5, a faixa de valores que define a alta
velocidade de corte para cada material específico (SCHULZ, 1996).
13
FIGURA 2.4 – VARIAÇÃO DA TEMPERATURA COM A VELOCIDADE DE CORTE (SCHULZ; FINZER, 1999).
FIGURA 2.5 – FAIXA DE VELOCIDADES DE CORTE PARA DIFERENTES MATERIAIS (SCHULZ, 1996).
2.1.2
Considerações sobre a Força de Corte
Para deformar um material durante a usinagem e lograr a remoção de cavacos, a
ferramenta empregada deve atuar com uma determinada força sobre a peça usinada. O
conhecimento da grandeza e direção da força de usinagem, com suas componentes na direção
de corte (Fc), na direção do avanço (Ff ) e na direção do eixo da ferramenta (Fp), é de grande
14
importância no projeto dos elementos de máquinas-ferramentas, como acionamentos, guias,
mancais, sistemas de fixação das ferramentas e dispositivos de fixação das peças, na
determinação dos parâmetros de corte para o planejamento dos trabalhos de usinagem, no
conhecimento dos fenômenos que ocorrem durante o processo de usinagem, no
esclarecimento dos mecanismos de desgaste e na estimativa da precisão atingível durante a
usinagem sob determinadas condições de corte (KÖNIG; WITTE, 1982; KIENZLE, 1952).
A potência de corte é determinada pela equação:
Pc =
Fc . vc
[kW]
60000
(1)
Fc [N]: força de corte
vc [m/min]: velocidade de corte
Embora o presente estado de conhecimento na usinagem não permita um
equacionamento que considere todas as variáveis influentes na força de usinagem, a grande
parte dos trabalhos desenvolvidos na área está baseada nas pesquisas extensivas de Kienzle
(1952) e Kronenberg (1966).
Kienzle (1952) determinou empiricamente a dependência da força de usinagem
com a seção de usinagem no torneamento. O modelo de Kienzle estabelece uma relação nãolinear entre a força específica de corte (kc1.1), que é a força necessária para remover um
cavaco de seção transversal (largura por espessura de usinagem) b.h = 1x1 mm2 e a espessura
de usinagem h. Essa relação pode ser representada por uma reta no intervalo de espessuras de
usinagem definido como inclinação mc.
Fc/b = kc1.1.h (1-mc)
(2)
Pode-se aplicar o mesmo raciocínio para a força de avanço (Ff) e a força passiva
(Fp):
Ff/b = kf1.1.h (1-mf)
(3)
15
Fp/b = kp1.1.h (1-mp)
(4)
onde:
b = ap/senχ
(5)
h = f. senχ
(6)
χ= ângulo de posição do gume
Os resultados de Witte (1980) comprovaram que os dados de usinagem,
determinados nas operações de torneamento, podem-se aplicar, com reservas, para outros
métodos de usinagem. König (1982) constatou que as equações da força de avanço (Ff) e da
força passiva (Fp) de Kienzle devem ser consideradas como uma solução aproximada, em
virtude da grande dispersão dos resultados práticos com teóricos.
De acordo com SCHULZ (1999), para se ter um processo HSC eficiente, a
ferramenta de corte deve permanecer em carregamento constante, mantendo tão estável
quanto possível, a força de usinagem. Para isto a seção de corte deve manter-se a mais
constante possível, durante todo o percurso da ferramenta.
Quando é utilizada uma geometria de corte helicoidal, cada gume penetra passo a
passo através da peça, alcançando um valor máximo da força de usinagem, que é menor do
que para um gume único (STEMMER, 1995).
A sobreposição de vários gumes representa uma vantagem da geometria helicoidal
para o controle da potência de usinagem (P). Neste caso, a força de usinagem nunca chega a
zero e a ferramenta está sempre sob carga. Isto produz estabilidade para o processo de
fresamento, reduzindo a vibração e requisitando potências de corte constantes durante o
processo
(WERTHEIM;
SATRAN,
1993;
BOOGERT;
KALS;
HOUTEN,
1996;
WERTHEIN; SAHAN; BER, 1996).
No fresamento de topo reto com fresas helicoidais, o comprimento de ação do
gume depende do ângulo de hélice (λ). O comprimento do gume que está em ação durante o
16
processo determinará de uma maneira significativa, tanto a força quanto a potência de
usinagem (GOMES, 2001).
O equacionamento da força de corte (Fc) para a fresa de topo reto é obtido por
intermédio da equação modificada de Kinzle. Neste caso, deve-se conhecer as grandezas
empíricas: força específica de corte (kc1.1) e o coeficiente de Kienzle (1-mc). Essa equação
está fundamentada no conhecimento da tensão de deformação e usinabilidade dos materiais,
na seção transversal de usinagem e no número de dentes no corte (KÖLLING, 1986).
Fc = ap . zie . hm1 - mc . kc1.1
(7)
ap [mm]: profundidade de corte axial
zie : número de gumes atuantes no corte
hm [mm]: espessura média de usinagem
Pela equação (7), (ap . zie) é a soma de todos os gumes que estão atuando
simultaneamente no corte (KÖLLING, 1986).
Para um ângulo de ataque (κ) igual a 90°, que é a característica de uma fresa de
topo reto, pode-se calcular a espessura média de usinagem (hm) pela seguinte aproximação
(KÖLLING, 1986):
hm = fz . ae . 360°/(φc . π . D)
(8)
fz [mm]: avanço por dente
φc [°]: ângulo de penetração no corte
ae [mm]: profundidade de corte radial
O ângulo de penetração no corte (φc) é função da relação de sobreposição da
profundidade de corte radial com o diâmetro da ferramenta de corte (ae/D) (Figura 2.6). Este
ângulo é determinado por (KÖLLING, 1986; BERYLLIUM; SAUERSTOFF, 1930,
ISAKOV, 1996):
φc = arccos (1 – 2 ae/D)
(9)
17
FIGURA 2.6 – DETERMINAÇÃO DO ÂNGULO DE PENETRAÇÃO DE CORTE (ΦC) (KÖLLING, 1986).
Na equação (9), considera-se que cada gume se movimenta sobre uma trajetória
circular e que o movimento de translação de avanço ocorre fora da região de contato
material/ferramenta. A descrição exata da cinemática do processo forma um ciclóide, que é
resultante da sobreposição dos movimentos referidos (STEMMER, 1995; KÖLLING, 1986).
O comprimento de corte circular (lcp) corresponde à projeção dos gumes atuantes
sobre a área da ferramenta (Figura 2.6). Neste caso, o comprimento que cada ponto do gume
realiza numa rotação da ferramenta. Esse comprimento é determinado pela seguinte equação
(KÖLLING, 1986):
lcp = (π.D/360°).arccos(1-(2ae/D))
(10)
Pode-se calcular o comprimento do gume atuante (lsp) para fresas de topo reto pela
seguinte equação (KÖLLING, 1986):
lsp (λ= 0°) = ap . lcp/Ut
(11)
Ut = π D /z
(12)
Com o auxílio das equações (7) a (12), a potência de corte (Pc) será calculada para
fresas com dentes retos (equação (1)). No entanto, para fresas com dentes helicoidais (λ>0°)
são necessárias outras relações geométricas (GOMES, 2001).
18
As variações do grau de sobreposição dos gumes (Figura 2.7) são dependentes da
profundidade de corte axial (ap), da divisão periférica do gume (Ut) e do ângulo de hélice (λ)
(KÖLLING, 1986; KRONENBERG, 1963).
FIGURA 2.7 – VARIAÇÕES DO GRAU DE SOBREPOSIÇÃO DO GUME (KÖLLING, 1986; KRONENBERG,
1963).
O grau de sobreposição dos gumes ocorre quando o comprimento do gume
projetado sobre o topo da fresa (lsp) for maior que a divisão periférica (Ut). Em caso negativo,
a recíproca também é verdadeira. O fresamento uniforme é uma exceção, na qual o
comprimento do gume (lsp), projetado sobre o topo da fresa, é igual à divisão periférica (Ut)
(KÖLLING, 1986):
É estimado que, para cada acréscimo do ângulo de hélice (λ), a força de corte (Fc)
e a força de avanço (Ff) aumente cerca de 1,5% e a força passiva (Fp) aumente cerca de 10%
(KÖNIG; WITTE, 1982). O oposto também vale para este caso.
Quando são utilizadas ferramentas com diâmetro e número de dentes diferentes,
os valores de lsp são alterados e, conseqüentemente, a força de usinagem (F) também é
alterada (KÖLLING, 1986; DAUM, 1984).
19
No fresamento de desbaste em 3 eixos, as fresas de topo toroidal são uma
alternativa para os casos em que a ponta da ferramenta não deva manter-se em contato no
corte, para a fabricação de cantos de raios menores, com necessidade de estabilidade da haste
da ferramenta e para a usinagem de geometrias e materiais que provocam uma alta solicitação
da quina da ferramenta.
A seguir, são demonstradas as principais características geométricas de contato do
topo da ferramenta de corte toroidal (Figura 2.8):
FIGURA 2.8 – CONSIDERAÇÕES DE CONTATO EM 2 ½ EIXOS, COM UMA FRESA DE TOPO TOROIDAL
(ZANDER, 1995).
Na entrada e saída da ferramenta para corte concordante (ϕe e ϕa), o ângulo de
ataque (κ) é determinado por (ZANDER, 1995):
κ = arccos[1 – (ap/rp)]
(13)
onde, rp [mm]: raio da pastilha (equivalente ao raio de quina)
O raio efetivo da ferramenta (rplan) de corte é determinado por:
20
rplan = 0,5 . D - rp
(14)
Desse modo, o raio efetivo para o cálculo da velocidade de corte (ref) é
determinado por (ZANDER, 1995).
ref = rplan + rp . senκ
(15)
Assim, a velocidade de corte efetiva é calculada por (ZANDER, 1995):
vcef = n .π . 2 . ref . 1/1000
(16)
O ângulo de penetração no corte (ϕc ) é determinado por (ZANDER, 1995):
φc = arccos [1 – 2 . ae/(D . senκ)]
(17)
Nesse caso, a espessura média de usinagem (hm) é uma função determinada pela
seguinte aproximação (ZANDER, 1995):
hm = 360º . hmfz . ae/(2 . π . ref . φc)
(18)
onde hmfz, é a espessura média de usinagem corrigida na direção do avanço
(ZANDER, 1995):
hmfz = fz . ap . 180º/(κ . π . rp)
(19)
A largura média de usinagem pode ser calculada como (ZANDER, 1995):
bm = 2 . κ . π . rp /360º . cosλ
(20)
Uma vez determinadas as características de contato do topo de uma ferramenta de
corte com o material da peça, o usuário pode estabelecer um prognóstico do comportamento
de uma determinada condição de corte. No processo de desbaste, essas considerações são de
devida importância para estimar a potência de usinagem consumida e, conseqüentemente,
para determinar, ou adequar, a máquina-ferramenta para uma operação (GOMES, 2001).
2.1.3
Estimativa da produtividade
A taxa de remoção de material ou taxa de usinagem (Q) mede a produtividade em
termos da quantidade de material removido pela máquina-ferramenta em período específico
de tempo ou volume específico de material removido.
21
Para diminuir os tempos de usinagem no desbaste, deve-se aumentar a taxa de
usinagem (Q). Isso pode ser alcançado por meio do aumento da profundidade de corte axial
(ap), da profundidade de corte radial (ae) e da velocidade de avanço (vf), que, por sua vez, é
dependente do avanço por dentes (fz), da velocidade de corte (vc) e da rotação (n). A relação
entre a taxa de usinagem (Q) e os demais parâmetros de corte é determinada por:
Q = ae . ap . vf /1000
(21)
v f = n . fz . z
(22)
sendo que,
Os limites de máquina ou o tipo de aplicação são fatores de restrição para o
aumento da taxa de usinagem (KÖLLING, 1986).
Pela equação de Kienzle, com o aumento do avanço por dente (fz), a força de corte
(Fc) aumenta exponencialmente. Todavia, com o aumento da profundidade de corte axial (ap),
a força de corte (Fc) aumenta linearmente.
2.1.4
Preservação da ferramenta de corte
A velocidade de corte (vc) é o parâmetro de corte que mais influencia a vida de
uma ferramenta de corte, devido às características de atrito entre ferramenta e peça (BIEKER,
1991; KÖNIG; WEINGAERTNER, 1996; STEMMER, 1995).
Taylor demonstrou que a relação entre a vida da ferramenta (Tv) e a velocidade de
corte pode ser aproximadamente expressa pela seguinte equação (ALTAN; LILLY; KRUTH;
KÖNIG; TÖNSHOFF, 1993; BIEKER, 1991; ZANDER, 1995):
vc . (TV)n = Ct
onde,
TV: tempo de vida da ferramenta [min].
(23)
22
Ct: constante cujo valor depende, principalmente, do material da peça, do material
da ferramenta, das dimensões do corte e do fluido de corte. Seu valor é numericamente igual a
velocidade de corte que dá a ferramenta a vida de 1 minuto (KÖLLING, 1986).
n: expoente cujo valor depende, principalmente, da máquina-ferramenta,
ferramenta e processo.
Com aumento do avanço por dente (fz), a ferramenta percorre um caminho de
usinagem menor e, conseqüentemente, atrita menos com o material da peça. Todavia, com o
aumento da espessura de usinagem (hm), a partir de um certo valor, determinado pela perda de
resistência e conseqüente lascamento do gume, a vida da ferramenta diminui.
Desse modo, para uma mesma taxa de usinagem (Q), Gomes (2001) recomenda
menores velocidades de corte e maiores avanços por dente.
O contato inicial gume/peça é considerado desfavorável, dependendo da região
em que se estabelece a primeira penetração de corte. No desbaste, a profundidade de corte
axial (ap) depende do material usinado e do tipo de ferramenta de topo.
Para fresas de topo reto, a zona de desgaste da ferramenta é caracterizada ao longo
da quina da ferramenta. Para fresas helicoidais de topo reto, são recomendadas profundidades
de corte axiais (ap) que permitam a sobreposição dos gumes, pois aumenta-se a estabilidade
do corte (KÖLLING, 1986).
Ao longo do gume de uma fresa de topo esférico ou toroidal, as condições de
usinagem estão em constante modificação, pois tanto a velocidade de corte (vc) quanto o
ângulo de ataque (κ) variam com a profundidade de corte.
2.2
Etapas do fresamento de superfícies complexas
A descrição geométrica ou de forma da superfície é a essência do projeto por
razões funcionais e estéticas. Apesar de as superfícies analíticas (superfícies quadráticas e
23
superfícies criadas por faces adjacentes entre suas linhas curvas ou pela combinação de
segmentos de reta) serem importantes para a fabricação, elas não são suficientemente flexíveis
para muitas aplicações. As superfícies complexas acrescentam flexibilidade por meio do uso
de polinômios de alto grau para descrever a ligação entre segmentos de curvas e da
combinação de funções internas (ROGERS; ADAMS, 1990).
Uma vez conhecidos os requisitos e restrições de material e geometria de corte
para os movimentos de uma fresa no plano de corte, pode-se planejar a fabricação da
superfície complexa, segundo critérios pré-definidos. O processamento de fresamento é
subdividido em desbaste, semi-acabamento e acabamento.
O processo de desbaste objetiva primeiramente uma grande retirada de material,
aproximando o perfil nominal da peça de uma maneira grosseira, dentro de um menor tempo
possível. O desbaste de uma superfície complexa se processa baseado na descrição geométrica
da peça e do bloco (KÖNIG, W; KLOCKE; KÖNIG, M, 1995).
A
usinagem
com
contato
contínuo
da
fresa
em
corte
concordante
(GUNTERMANN, 1999) e com um mínimo de variação de direção da linha de fresamento
são algumas das características principais para o desbaste. Convencionalmente, o desbaste é
realizado em 2 ½ eixos, com estratégia em espiral (SANDVIK, 1999).
Uma das situações críticas para o processo de desbaste é a forma de entrada no
plano de corte. Para a usinagem de cantos de superfícies externas, a ferramenta de corte deve
executar uma trajetória em curva conforme mostrado na Figura 2.9 (BIEKER, 1991).
vf
αr
Mergulho da ferramenta de corte
vf
Entrada em curva
FIGURA 2.9 – OTIMIZAÇÃO DA ESTRATÉGIA DE DESBASTE (BIEKER, 1991).
24
Para o início do desbaste de cavidades fechadas, a ferramenta deve mergulhar no
material da peça até a profundidade de corte desejada. Pode-se realizar esse mergulho com a
fresa executando o movimento similar de furação feito por uma broca ou mergulhando em
rampa com um determinado ângulo (αr). Quanto maior for a dureza do material, menores
devem ser o avanço por dente da fresa (fz) e o ângulo de rampa (αr), minimizando a força de
usinagem (BIEKER, 1991; CAMACHO, 1991).
O processo de acabamento tem como objetivo a aproximação precisa da geometria
nominal, dentro das tolerâncias de forma e de rugosidade estipuladas. A estratégia de
usinagem é dependente da topografia da superfície desejada. Muitas vezes, torna-se necessária
a definição de uma operação intermediária de pré-acabamento para uniformização da
sobremedida de usinagem.
Superfícies convexas com rampas extremamente inclinadas (maiores que 75°) são
usinadas em linhas, mantendo Z constante (em 2 ½ eixos). Desta maneira, são evitadas
mudanças abruptas de direção de corte e a ferramenta é sempre mantida em contato constante
com a peça (KÖNIG; KLOCKE; KÖNIG, 1995). Superfícies planas são melhores usinadas no
modo espiral, pois também é mantido o contato constante da ferramenta (ENSELMANN,
1999).
O acabamento de superfícies complexas com máquinas-ferramenta de 3 eixos é
convencionalmente realizado com fresas de topo esférico por assegurar maior adequação à
flexibilidade no contorno de superfícies complexas (GOMES, 2001; LEE et al., 2006).
Esta flexibilidade ocorre em virtude da usinagem ser realizada por meio de um
único ponto da ferramenta, gerando uma usinagem final por linhas. Com isso, a qualidade
superficial está relacionada diretamente com o intervalo entre estas linhas, conforme pode ser
observado na Figura 2.10 (GOMES, 2002 apud HELLENO, 2004; CHOI; BANERJEE,
2006).
25
Uma superfície deve ser acabada com a maior ferramenta possível para a
determinada geometria da peça e ferramentas de diâmetro menor são utilizadas para detalhes
específicos (ENSELMANN, 1999; CHOI; BANERJEE, 2006).
FIGURA 2.10 – CARACTERÍSTICAS DA FRESA DE TOPO ESFÉRICA (GOMES, 2002 APUD HELLENO, 2004).
No fresamento em 3 eixos com ferramentas cilíndricas de topo esférico, várias
partes do gume estão em contato com a peça, dependendo da inclinação do contorno. No
centro da ferramenta, a velocidade de corte é nula, resultando num péssimo acabamento da
peça (KÖNIG, W. et al., 1995; SCHULZ, 1996; LEE, et al., 2006).
A inclinação da haste da ferramenta, em relação ao eixo perpendicular à superfície
da peça, determina a efetividade do corte com ferramentas de topo esférico. Quando o centro
da ferramenta está em contato no corte, devido à alta força passiva e à pequena área de saída
do cavaco na ponta da ferramenta, são máximas as cargas e a vibração sobre o gume
(SCHULZ, 1996).
A ferramenta pode ser inclinada com dois ângulos constantes do seu eixo em
relação ao vetor normal local da superfície a ser usinada. Esses dois ângulos podem ser
definidos pelo programador, o ângulo de avanço β, na direção de avanço, e ângulo de ataque
α, transversal a essa direção. A Figura 2.11 mostra as inclinações que podem ser programadas
(SOUZA G., 2006).
26
A programação desses ângulos possibilita eficiência comprovada com relação à
usinagem 3-eixos de superfícies complexas (LEE; CHA; JUN, 2003; GRAY et al., 2001).
Quanto menores forem os ângulos, maior o risco de interferência de corte, mas em
contrapartida, quanto maiores forem estes, maiores cristas serão geradas, aumentando a
necessidade de passes adicionais (ALTMÜLLER, 2001; GRAY et al., 2001).
FIGURA 2.11 – DIFERENTES AJUSTES DE ÂNGULOS DE INCLINAÇÃO PARA FRESAS DE TOPO
ESFÉRICO (SOUZA G., 2006).
Com a aplicação de altas velocidades de corte (HSC) é possível, em virtude da
diminuição da altura das cristas, aumentar o número de linhas de corte numa superfície sem
prejudicar as taxas de remoção de material. Isso ocorre porque a velocidade de avanço (vf)
cresce proporcionalmente com o aumento da velocidade de corte (vc). Desse modo, são
aplicadas pequenas profundidades de corte radiais (ae) e axiais (ap) o que contribui para a
redução da
altura e da densidade das cristas, melhorando a qualidade da superfície e
reduzindo os tempos de usinagem (ALTMÜLLER, 2001; GRAY, P. et al, 2001; UN; CHA;
LEE, 2003; SCHULTZ, 1997; ROTH, D. et al., 2001).
27
2.3
O sistema ferramentas de corte/sistema de fixação/eixo árvore
Com o aumento da rotação no fresamento, as forças de inércia tornam-se
significativas e provocam tensões elevadas (SCHULTZ; MORIWAKI, 1992). Se uma pastilha
quebrar-se e soltar-se da ferramenta sob alta velocidade, será liberada grande quantidade de
energia, produzindo forças de intensidade suficientes para projetá-la na área de produção
como se fosse um projétil (SCHÜTZER; SOUZA, 1999).
Cálculos empregando o método de elementos finitos mostram que a forma e a
profundidade dos bolsões para armazenamento do cavaco influenciam profundamente a
tensão de entalhe. Há tensões extremas especialmente na região de fixação das pastilhas.
Baseando-se nestas observações, recomenda-se o emprego de conexões por ajuste de forma, a
minimização da massa dos componentes e a utilização de materiais dúcteis (SCHULTZ;
MORIWAKI, 1992).
De acordo com o projeto Diretrizes de Segurança CEN, não é permitida a ruptura
da ferramenta no dobro da velocidade operacional segura (BECK, 1998). Para ferramentas de
6 a 8 mm, uma rotação de 45.000 a 50.000 rpm seria o limite operacional. Para ferramentas de
12 mm, a recomendação seria de 15.000 a 20.000 rpm (KOEPFER, 1997). No caso de
grandes diâmetros, o corpo básico da ferramenta se torna o ponto mais fraco. Ferramentas
inteiriças são mais resistentes às forças centrífugas, mas a maior parte da pesquisa na área
envolve o uso de insertos intercambiáveis (KOEPFER, 1997).
O porta-ferramentas faz a interface entre a ferramenta de corte e a máquina
ferramenta, tendo grande efeito sobre a concentricidade e o equilíbrio do sistema, pois ocorre
uma grande concentração de esforços nesta conexão.
Para o processo de fresamento convencional, é amplamente utilizado o sistema de
fixação tipo cone ISO, cujo sistema de tração é realizado pelo centro do eixo-árvore da
máquina. Neste caso, estas deformações têm efeitos acentuados devido à falta de contato entre
28
o cone ISO e a face do eixo árvore da máquina, fazendo com que o cone seja sugado para
dentro do eixo árvore (Figura 2.12).
FIGURA 2.12 – PROBLEMAS DA UTILIZAÇÃO DO CONE ISO EM ALTA ROTAÇÃO (CAVIOCHIOLLI, 2003).
Este fato resulta em problemas durante a usinagem, envolvendo qualidade
superficial, desvio de forma da peça usinada, redução da vida da ferramenta, além de
dificultar a extração do porta-ferramentas. Para a usinagem com altas rotações, normalmente
utiliza-se o cone de face vazada e face de apoio HSK (Figura 2.13) (FIEDLER, 2001).
FIGURA 2.13 – CONES: HSK À ESQUERDA E ISO À DIREITA (SOUZA, 2004).
As pinças convencionais, populares devido a sua alta flexibilidade e baixo custo,
não são suficientemente rígidas e precisas para operações de usinagem de alto desempenho.
29
Melhores resultados são obtidos com mandris hidráulicos e mandris de contração térmica
(KOEPFER, 1997).
Os sistemas de fixação hidráulicos apresentam, na área de fixação, uma bucha de
dilatação cilíndrica deformável, em forma de camisa. Se for injetado óleo na interface
mediante um êmbolo ativado por parafuso, a bucha dilata-se de forma centralizada em direção
ao eixo e fixa a ferramenta. Para a fixação, há necessidade apenas de uma chave sextavada,
facilitando a pré-ajustagem do comprimento das ferramentas. Caso sejam usadas luvas de
redução, há possibilidade de se trabalhar com vários diâmetros de fixação (FIEDLER, 2001).
Os sistemas de fixação por contração térmica trabalham segundo o princípio da
dilatação térmica dos corpos. A furação de alojamento do mandril, composto de apenas uma
peça, é executada com medida menor. Para a fixação, o mandril é aquecido para que o sistema
seja dilatado até o ponto de colocação da ferramenta e mais uma folga. O assentamento
centralizado da ferramenta fica assegurado depois do posicionamento da ferramenta e do
resfriamento do mandril. O calor necessário pode ser obtido por ar quente, chama aberta ou
aquecimento indutivo (FIEDLER, 2001). Como nos mandris hidráulicos, este sistema
apresenta excelente concentricidade e rigidez. Além disso, permite uma transmissão de torque
máxima (POLLI, 2005).
Uma vantagem significativa dos mandris de contração térmica é que esses são
simétricos. Não são necessários parafusos para acionar cilindros hidráulicos ou fixar a
ferramenta, permitindo que sejam fabricados com níveis muito baixos de desbalanceamento
(ARNONE, 1998). Sua maior desvantagem está na pequena flexibilidade e maior grau de
dificuldade na troca de ferramentas (SCHULZ, 1996).
O eixo-árvore é um dos principais componentes de uma máquina-ferramenta. Por
limitações tecnológicas, sua potência é inversamente proporcional à rotação (Figura 2.14), a
qual apresenta a potência no eixo-árvore para diversos fabricantes (SCHMITT, 1996).
30
FIGURA 2.14 – EIXOS-ÁRVORE DISPONÍVEIS PARA COMÉRCIO (SCHMITT, 1996).
Os tipos de eixos-árvores são similares em seu projeto básico, sendo constituídos
de componentes individuais e unidades adicionais necessárias para sua operação. Estes devem
estar adaptados aos requisitos de velocidade, precisão, rigidez e características de potência
para aplicação na usinagem. O tipo de mancal empregado é da maior importância para os
custos e propriedades de operação (SCHULZ, 1996). Os principais tipos de mancais
utilizados são: mancais de rolamentos, mancais hidrostáticos, mancais aerostáticos e mancais
magnéticos (POLLI, 2005).
2.4
O controle do processo de fresamento
O fresamento com alto desempenho somente é alcançado com a interação
otimizada de máquinas-ferramenta, ferramentas de corte, geometria e material da peça e pelo
conhecimento da dinâmica do processo (SCHULZ, 1996; GOMES, 2001; ALBERTI;
31
CIURANA;
RODRIGUEZ,
2006;
TAPIE;
MAWUSSI;
ANSELMETTI,
2007;
DRAGOMATZ, 1997; TOH, 2005).
O fim de vida das ferramentas de fresar é marcado pela evolução típica dos
mecanismos desgaste e, por ser este um processo de corte intermitente, também pelo
surgimento de vibrações.
2.4.1
O controle de vibrações em fresamento
Nas operações de fresamento, as vibrações podem ter origem em diversas fontes
(CREDE; HARRIS, 1961; MÜHLE, 2000 apud POLLI, 2005), a saber.
a) Vibrações externas à máquina-ferramenta
Vibrações externas à máquina-ferramenta contêm um espectro de freqüência
muito amplo, de forma que a freqüência natural de algum componente de uma máquinaferramenta pode estar contida nesta ampla faixa de freqüência. Assim, este componente pode
apresentar níveis de vibrações muito altos e influenciar negativamente os resultados do
processo (CREDE; HARRIS, 1961; MÜHLE, 2000 apud POLLI, 2005).
b) Vibrações devido à falta de homogeneidade da peça
A presença de regiões de diferentes durezas em uma peça causa pequenos choques
sobre a ferramenta, resultando em vibrações. Sendo estes impactos absorvidos, os efeitos não
são consideráveis, fazendo parte apenas do “ruído de fundo” da usinagem. Entretanto, se estes
pequenos choques sobre a ferramenta não forem rapidamente amortecidos, originam
vibrações de grande amplitude prejudiciais ao processo (CREDE; HARRIS, 1961; MÜHLE,
2000 apud POLLI, 2005).
c) Vibrações geradas pela própria usinagem
Na máquina-ferramenta, as vibrações são causadas tanto pelos acionamentos de
componentes dotados de movimento rotativo (principalmente pelo sistema fuso/dispositivo de
32
fixação/ferramenta de corte) quanto pelo acionamento de componentes com movimento de
translação.
Neste caso, as vibrações podem se apresentar sob duas formas: forçadas e livres.
As vibrações forçadas são causadas por rotação de massas desbalanceadas,
acionamentos por engrenagens e correias, rolamentos com irregularidades, por forças
periódicas nos próprios motores de acionamento e pelo próprio processo de fresamento, que é
uma função da variação da espessura do cavaco que gera vibração da ferramenta, da peça ou
de ambos (CREDE; HARRIS, 1961; MÜHLE, 2000 apud POLLI, 2005).
Os desbalanceamentos residuais de ferramentas para o fresamento geram cargas
dinâmicas sobre os mancais dos eixos-árvores. Para delimitar estes efeitos, os sistemas de
ferramentas devem se balanceados, ajustando a excentricidade do sistema ferramenta/suporte
de fixação com a retirada ou colocação de massa (KOREN; LIN, 1994).
De uma forma geral, recomenda-se a qualidade de balanceamento G16 (classe de
balanceamento para eixos de acionamento com requisitos especiais), que representa um
compromisso entre a necessária proteção do eixo-árvore e o equilíbrio dos pontos de vista
econômico e técnico. Além disso, são atendidas as exigências da norma de segurança das
ferramentas - ISO 15641 (G40, classe de balanceamento menos rigorosa que a G16,
determinando o balanceamento para eixos sem requisitos especiais) (KOLB, 2001).
Na usinagem com corte interrompido, a ferramenta sofre impactos consideráveis
que podem levar a níveis indesejáveis de vibrações (CREDE; HARRIS, 1961; MÜHLE, 2000
apud POLLI, 2005). No fresamento, vibrações forçadas são excitadas pela componente
periódica da força de usinagem na freqüência de passagem dos dentes.
Assim como as vibrações forçadas pela passagem de dentes, oriundas do corte
interrompido, as vibrações regenerativas ou auto-excitadas (livres) não são causadas por
33
forças externas, mas por forças geradas pelo próprio corte do material pela ferramenta
(CABRAL, 2006).
A Figura 2.15 descreve o mecanismo de formação desse tipo de vibrações. Nesta
figura, a ferramenta flexível penetra na peça e devido à força de corte começa a vibrar. Esta
vibração é então impressa na superfície usinada. No fresamento, o próximo dente da
ferramenta em rotação corta essa superfície ondulada, produzida pelo dente precedente. Essa
ondulação ocasiona a variação da espessura instantânea do cavaco, o que modula a força de
corte e a vibração da ferramenta (i.e., um mecanismo de realimentação que leva a vibrações
auto-excitadas é produzido). Dependendo da relação entre a superfície ondulada deixada pelo
dente anterior e pela vibração do dente atual, as deflexões e forças resultantes podem crescer
abruptamente, processo conhecido por chatter, ou diminuir (corte estável) (CABRAL, 2006).
FIGURA 2.15 – VARIAÇÃO DA ESPESSURA DO CAVACO DEVIDO À VIBRAÇÃO DA FERRAMENTA
(CABRAL, 2006).
É importante destacar que a dinâmica do processo de corte possui características
distintas para operações com alta ou baixa imersão radial da ferramenta. Elevadas penetrações
34
de trabalho usualmente caracterizam operações de desbaste, enquanto baixas imersões
caracterizam operações de acabamento (POLLI, 2005).
O desbaste usualmente refere-se ao processo no qual são necessárias elevadas
taxas de remoção de material e uma superfície resultante que seja adequada à operação
posterior (GOMES, 2001). Desta forma, operações nas quais se buscam elevadas taxas de
remoção sem preocupar-se em atender os requisitos de qualidade superficial e precisão
dimensional do projeto podem ser caracterizadas como desbaste, mesmo havendo baixa
penetração de trabalho.
Toda operação de fresamento é profundamente marcada pela presença simultânea
de vibrações regenerativas e de vibrações forçadas pela passagem de dentes, as quais podem
ser mais ou menos influentes de acordo com as condições de corte utilizadas. Em operações
com altas profundidades de corte radiais ocorre predominância de vibrações regenerativas,
enquanto em operações com baixas profundidades de corte radiais as vibrações forçadas pela
passagem de dentes são mais preponderantes. Desta forma é interessante analisar-se
separadamente os processos com alta e baixa profundidade de trabalho, por constituírem
processos dinamicamente distintos.
No presente trabalho, serão estudados apenas os fenômenos de vibração
predominantes nas operações com baixas profundidades de corte radiais. Dessa forma,
métodos foram utilizados para reduzir as vibrações forçadas pela passagem de dentes nas
operações de acabamento.
Processos de fresamento com pequenas profundidades de corte radiais (ae)
possuem, conseqüentemente, uma menor condição de engajamento da ferramenta com a peça.
Este processo é caracterizado por elevadas interrupções durante o corte, sendo que o tempo
em que um gume retira material é apenas uma pequena fração do período da rotação da fresa
(CABRAL, 2007).
35
A perda de contato da fresa com a peça ocorre em uma parte significativamente
maior do arco usinado em relação a operações com alto engajamento radial. Isto resulta em
fenômenos diferentes daqueles encontrados em condições de desbaste. A modelagem do
processo também se mostra extremamente complexa, uma vez que a perda de contato da
ferramenta com a peça incorre em não-lineraridades do sistema, levando a um
equacionamento complexo. As vibrações forçadas passam a exercer maior influência sobre os
resultados principalmente no fresamento de topo esférico (POLLI, 2005).
De uma forma geral as freqüências de vibração aumentam progressivamente até
que a freqüência de passagem de dentes ultrapassasse a natural, caindo rapidamente após isso
e voltando a se aproximar deste valor. Fato similar ocorre quando os valores se aproximam da
metade e de um terço da freqüência natural, contudo as variações são menores (POLLI, 2005).
No processo de acabamento com fresas de topo esférico, as vibrações limitantes
são as forçadas pela passagem de dentes. Em função das pequenas seções de usinagem, a
região de contato entre a ferramenta e a peça é reduzida, e conseqüentemente ocorre a
minimização dos efeitos da diferença de fase entre as ondulações deixadas entre dentes
consecutivos e passa a ter maior importância a excitação periódica do corte interrompido
(POLLI, 2005).
Os melhores resultados em ambas as direções de corte são encontrados para as
rotações cujas freqüências de passagem de dentes se aproximam de 3/4 da freqüência natural.
Esta é uma das condições onde os harmônicos da freqüência de passagem de dentes estão
mais distantes da natural ou de algum sub-harmônico. Desta forma, o sistema apresenta uma
menor resposta às forças de corte periódicas características deste processo (POLLI, 2005).
Assim, no processo fresamento com baixa profundidade de corte radial procura-se
ajustar a freqüência de passagem de dentes à um vale da FRF (Função Resposta em
36
Freqüência) do conjunto, levando à maior estabilidade do processo e à conseqüente maior
profundidade de corte do processo (CABRAL, 2007).
2.4.2
O controle dos movimentos de avanço em fresamento
Além das condições de interface ferramenta/cavaco, as estratégias para a definição
dos movimentos no fresamento de superfícies complexas devem considerar a relação entre a
velocidade de avanço escolhida com a dinâmica da máquina e seu impacto sobre o
acabamento e sobre o erro de forma da superfície usinada (NUNES, 2007).
A velocidade de avanço depende da Unidade Central de Processamento - CPU,
que controla e adequa a potência demandada, calcula o caminho e movimentos da ferramenta,
por meio de algoritmos de controle, da capacidade dos motores de avanço e do fuso e, por
fim, das características estruturais da máquina, que serão restrições tecnológicas para a
eficiência dos movimentos (SIEMENS, 2006).
O acabamento e o erro de forma da superfície usinada são influenciados pela
suavidade de transição dos blocos gerados no programa de usinagem, pela limitação do
equipamento, que impõe movimentos interrompidos, conhecidos como jerk, conforme
complexidade do movimento e pelo uso de métodos de interpolação da trajetória da
ferramenta tais como linear, polinomial, NURBS, COMPCAD Compressor, entre outros
(SIEMENS, 2006; YAU; WANG, 2007).
O CNC irá analisar a geometria durante a operação e otimizar a velocidade de
deslocamento de acordo com as mudanças de curvatura, além de controlar o percurso da
ferramenta de modo que fique dentro da faixa de tolerâncias permitidas (HELLENO, 2004).
O tempo de processamento de um bloco (TPB) é o intervalo de tempo médio que
o controle numérico gasta para interpretar uma instrução de posicionamento e enviar
informações de comando para o acionamento dos servo-motores (KIRSCHNIK, 1997). Ele
37
depende da arquitetura do controlador (processador, memória, etc.), do tempo de resposta dos
motores e da conversão do bloco em linguagem de máquina (SIMENS, 2004).
O comprimento do segmento de reta utilizado para descrever uma parcela da
trajetória da ferramenta, em conjunto com o TPB, são fatores que limitam a velocidade de
avanço da usinagem (HELLENO; SCHÜTZER, 2007).
Por isso, o tempo de processamento de bloco do comando numérico deve ser
menor que o tempo necessário para a ferramenta percorrer o menor incremento de trajetória
descrito por um bloco de comando (SCHÜTZER ; SOUZA A.; DEONÍSIO, 1999). Supondo
que o menor incremento seja 0,3 mm e que o TPB seja 8 ms, a velocidade de avanço máxima
estaria limitada em:
Vel. de Avanço =
Comprimento do seg. reta
TPB[seg ]
Vel. de Avanço =
0,3mm
= 2250mm / min
8ms
(24)
Na manufatura de superfícies complexas é comum à associação de altas
velocidades de avanços e pequenos segmentos de movimento, o que resulta num tempo de
execução do bloco muito pequeno, muitas vezes até menor que o tempo de reação da
máquina, nas suas funções mecânicas e eletrônicas. Para isso, utiliza-se a função look ahead
(“olhar adiante”), que checa centenas de blocos antecipadamente em tempo real e identifica
casos em que a velocidade de avanço precisa ser mudada, de modo a não comprometer a
precisão de posicionamento (Figura 2.16) (HELLENO, 2004; SOUZA A., 2004; SIEMENS,
2006; TIMAR, et al. 2005; YAU; WANG, 2007).
(2
38
FIGURA 2.16 – INFLUÊNCIA DO LOOK AHEAD NO PERFIL DA VELOCIDADE DE AVANÇO (SOUZA A.,
2004).
Esses efeitos serão analisados nesse trabalho quando forem abordados os ganhos
alcançados pela operação de alívio de cantos em cavidades.
Conceitualmente, o termo interpolação pode ser entendido como um
procedimento de estimativa de valores intermediários entre dois pontos que se admitem
exatos (CARVALHO, 2006).
Ao utilizar a interpolação linear o sistema CAM determina a trajetória da
ferramenta por meio da interpolação de segmentos de reta que melhor representam o modelo
geométrico. Por utilizar segmentos de retas para representar a trajetória da ferramenta, este
método é caracterizado por ter um modelo matemático mais simples em relação aos outros
métodos (SCHÜTZER; HELLENO, 2005).
No entanto, com o aumento da complexidade geométrica da superfície, são
gerados programas que podem exceder a capacidade de leitura, pois todos os movimentos
serão convertidos a uma série de movimentos lineares
Nestes casos, para melhor representar trajetórias de ferramentas, são utilizadas
interpolações circulares, polinomiais e paramétricas, que substituem um conjunto de
39
segmentos de reta utilizados para a leitura de uma superfície (Figura 2.17) (KIRSCHNIK,
1997).
FIGURA 2.17 – TIPOS DE INTERPOLAÇÃO PARA GERAÇÃO DA TRAJETÓRIA DA FERRAMENTA (NUNES,
2007)
No método de interpolação circular, o sistema CAM determina a trajetória da
ferramenta através da associação de segmentos de reta e arcos que melhor representam o
modelo geométrico, resultando em programas de controle numérico (NC) menores e um
melhor desempenho da velocidade de avanço efetiva.
No método de interpolação polinomial, a trajetória da ferramenta se aproxima da
suavização que melhor se adapta no campo de tolerância do sistema CAM (NUNES, 2007).
Desse modo, tanto para na interpolação circular quanto na polinomial a trajetória
da ferramenta descreve um movimento com velocidade de avanço real perto da efetiva,
conforme resultados obtidos por Schutzer e Helleno (2005), Souza, A. (2006), Silva (2006) e
Alberti et al. (2006).
Nesse sentido e também para restringir efeitos de descontinuidade tangencial, a
cada transição de bloco o comando deve ser capaz de fazer uma modificação da trajetória da
ferramenta através da inserção de elementos splines entre os blocos intermediários. Essa
função somente é acionável de utilização quando aplicada a função com look ahead, que
possibilita esse ajuste com antecedência, antes do movimento programado (Figura 2.18)
(YAU; WANG, 2007; TAPIE; MAWUSSI; ANSELMETTI, 2007).
40
FIGURA 2.18 – INSERÇÃO DE SPLINES ENTRE BLOCOS INTERMEDIÁRIOS (SIEMENS, 2006).
Uma “spline” é uma função segmentada e consiste na junção de várias funções
definidas num intervalo, de tal forma que as partes estão ligadas umas às outras de uma
maneira contínua e suave. Isto é, existe continuidade na spline nos pontos que unem as partes
(FERNANDES, 1997; SCHUTZER; HELLENO, 2005).
As curvas spline são um conjunto de vetores utilizando segmentos de polinômios,
sendo contínua nos seus nós. As splines constituídas por polinômios de baixo grau são mais
úteis para o preenchimento de curvas pela redução no tempo de processamento dos cálculos e
da instabilidade numérica presente em curvas de alto grau (FARIN, 1993; LEI, 2007).
Neste trabalho, foram utilizadas as interpolações linear e circular.
41
3
MATERIAIS E MÉTODOS
3.1
3.1.1
Materiais
Especificações das ferramentas de corte
As ferramentas de corte usadas nas operações de usinagem foram aquelas cedidas
pela própria Ferramentaria, de modo a alinhar as expectativas do projeto com a realidade das
situações encontradas no chão-de-fábrica. Ao longo do desenvolvimento do projeto, mais
ferramentas de corte foram sugeridas e adicionadas. A descrição das ferramentas de corte
(especificação do diâmetro, comprimento, etc.) será realizada ao longo do texto, conforme o
experimento, de modo a facilitar o entendimento do leitor.
3.1.2
Dispositivo de fixação (NUNES, 2007)
Para fixar a peça durante o ensaio foi empregada uma morsa de precisão com
máxima abertura entre os mordentes inferiores de 100 mm e com abertura entre mordentes
superiores dentro da faixa de 200 a 300 mm (Figura 3.1).
FIGURA 3.1 – MORSA DE PRECISÃO USADA NA FIXAÇÃO DA PEÇA (NUNES, 2007).
A ferramenta foi fixada por um mandril de arraste de precisão do tipo Corogrip,
de código 392.410HM-63 20 083, fabricado pela Sandvik Coromant (Figura 3.2). Este
42
dispositivo retém a ferramenta através de um mecanismo que se trava automaticamente após
ser acionado hidraulicamente por uma bomba externa, que fornece uma pressão de 700 bar.
Garante uma excentricidade máxima na ponta da ferramenta de 0,002 a 0,006 mm para
balanços de até o triplo do diâmetro. O modelo utilizado é próprio para fresas de haste
cilíndrica, e o diâmetro de seu acoplamento é de 20 mm, porém menores diâmetros podem ser
montados com o auxílio de pinças.
FIGURA 3.2 – MANDRIL E PINÇA UTILIZADOS PARA A FIXAÇÃO DAS FRESAS (NUNES, 2007).
3.1.3
Máquina-ferramenta (NUNES, 2007)
A máquina-ferramenta utilizada em toda a parte experimental foi o centro de
usinagem em 5-eixos HSC modelo C600 U, fabricado pela empresa alemã Hermle. Sua
construção é do tipo mesa rotatória e inclinável, com os três movimentos de translação a
cargo do cabeçote, e os dois de rotação sendo feitos pela mesa, como ilustra a Figura 3.3.
43
FIGURA 3.3 – ILUSTRAÇÃO DA ESTRUTURA CINEMÁTICA DO CENTRO DE USINAGEM HERMLE C600 U
(SIEMENS, 2004).
As principais características técnicas desta máquina estão listadas na Tabela 3.1
(SOUZA, 2006).
Tabela 3.1 – Informações técnicas referentes ao centro de usinagem Hermle C 600U
(SOUZA, 2006).
Sua base é constituída de granito sintético e sua precisão de posicionamento é de
4 μm. Possui ainda sistema de refrigeração a ar comprimido para adução por fora da
44
ferramenta e fluido de corte, com reservatório de 200 litros, exaustor, magazine com
capacidade para trinta ferramentas, sistema de medição a laser (preset) de comprimento e
diâmetro de ferramentas, e apalpador (probe) com ponta de rubi para referenciar a peça no
espaço de trabalho da máquina. O acoplamento da ferramenta ao fuso é do tipo HSK 63.
Esta máquina está equipada com o CNC Sinumerik 840D, da Siemens, que
apresenta funções avançadas como leitura de programas com comandos de interpolação
polinomial, conversão de cadeias de comandos de interpolação linear para linhas de
interpolação polinomial e por NURBS, suavização de contorno, controle de avanços e look
ahead (SIEMENS, 2006).
3.1.4
Dispositivo para medição da velocidade de avanço efetiva (NUNES, 2007)
Os dados de velocidade de avanço efetiva da ferramenta de corte foram adquiridos
em tempo real através de uma placa CP5611 e registrados através de uma rotina do aplicativo
de software Labview de aquisição de dados instalado em um computador.
A máquina CNC de 5 eixos da Hermle, modelo C 600U possui controladores PLC
(Programmable Logical Controller) modelo SIMATIC S7-300 fabricados pela empresa
SIEMENS. A Figura 3.4 mostra a vista interna do gabinete de controle da máquina. A
Unidade Central de Processamento CPU (do inglês Central Processing Unit) do PLC utilizado
no centro de usinagem Hermle C 600U localiza-se junto com a CPU do CNC que controla os
eixos dos cinco motores dos eixos da máquina. Esta CPU é baseada no processador Pentium
III® da Intel e está localizada com os conversores SIMODRIVE 611.
45
FIGURA 3.4 – VISTA INTERNA DO GABINETE DE CONTROLE DA MÁQUINA (NUNES, 2007)
A comunicação entre os módulos do PLC é realizada através de comunicação
serial via protocolo MPI (Multi-Point Interface), fabricado pela Siemens.
A Figura 3.5 mostra o esquema de interligação entre o controlador do conversor
SIMODRIVE 611, os módulos do PLC SIMATIC S7-300 e uma interface de controle homem
/ máquina.
FIGURA 3.5 – ESQUEMA DE INTERLIGAÇÃO ENTRE MÓDULOS DE CONTROLE DA SIEMENS (NUNES,
2007).
46
Para a avaliação das características dinâmicas da máquina-ferramenta, optou-se
pela coleta de dados em tempo real via interface OPI (Operator Panel Interface). Essa porta de
interface foi conectada a uma placa PCI (SIMATIC NET-CP5611 MPI) através de um cabo
MPI.
Assim, grande parte das informações que estão disponíveis na HMI (Human
Machine Interface) tornou-se disponível num computador pessoal (PC), utilizando um
conversor de comunicação CNC-PC (aplicativo de software NCDDE, que acompanha o
pacote MMC Start Up, da empresa SIEMENS).
A partir desse conversor, já no formato DDE (Dynamic Data Exchange), utilizouse uma rotina desenvolvida na plataforma Labview, que pode utilizar esse como entrada para
monitorar e coletar os dados. A rotina disponibiliza e armazena os dados num arquivo de
texto que pode ser levado para análise em outro aplicativo de software (geração de gráficos,
planilhas, etc) (Figura 3.6).
FIGURA 3.6 – SISTEMA PARA AQUISIÇÃO DE DADOS EM TEMPO REAL DO CNC (NUNES, 2007).
47
3.1.5
Dispositivo para medição dimensional da peça (NUNES, 2007)
Para quantificar a qualidade dimensional das seções da peça usinada, utilizar-se-á
uma máquina de medição por coordenadas (MMC) modelo Mitutoyo Crysta-Apex C7106,
erro máximo de (1,7 + 3L/1000) µm, equivalendo a uma exatidão de aproximadamente 3µm
para todas as medições realizadas (A Tabela 3.2).
Tabela 3.2 – Informações técnicas a respeito da MMC
Curso de medição
X=700mm
Y=1000mm Z=600mm
Exatidão
3 µm
Erro máximo
±(1,7+3*L / 1000) µm
3.1.6
Dispositivo para medição da qualidade superficial da peça (NUNES, 2007)
Para quantificar a qualidade superficial das seções da peça usinada, utilizou-se um
rugosímetro modelo Mitutoyo SJ-201P (Tabela 3.3).
Tabela 3.3 – Informações técnicas a respeito do rugosímetro.
48
3.1.7
Dispositivo para medição da deflexão da haste (NUNES, 2007)
Para se avaliar a deflexão de haste da ferramenta foi utilizado o dispositivo
representado na Figura 3.7, que consiste de uma estrutura de alumínio montada na carcaça do
fuso do centro de usinagem e serve de suporte para dois sensores de proximidade,
posicionados de forma a ficarem paralelos um ao eixo X e outro ao eixo Y. O modelo dos
sensores utilizados é o 3300 da Bently Nevada Corporation (PIVETTA, 2005; POLLI, 2005;
SOUZA G., 2006).
FIGURA 3.7 – DISPOSITIVO PARA MEDIÇÃO DE DEFLEXÃO DA HASTE DA FRESA (NUNES, 2007).
Os sensores foram montados perpendicularmente entre si de forma que se
pudessem obter os deslocamentos direcionais em “x”, na direção da velocidade de avanço, e
em “y” na direção transversal ao avanço.
Para permitir a medição dos valores de vibração da ferramenta foi necessário que
um disco de alumínio, usinada com um erro de batimento radial não superior a 3 μm, fosse
montada por interferência na haste da ferramenta e ajustada a 1 mm distante dos sensores
capacitivos. Com isso, os sensores estariam a uma distância curta o suficiente para garantir
sua sensibilidade e correto funcionamento nas direções “x” e “y” de acordo com suas curvas
de linearidade, conforme mostra a Figura 3.8.
49
FIGURA 3.8 – POSICIONAMENTO DOS SENSORES DE PROXIMIDADE E DO DISCO NO DISPOSITIVO DE
MEDIÇÃO DE DEFLEXÃO DE HASTE (NUNES, 2007).
Os sensores de proximidade foram conectados a um bloco de conexão SCB-100,
que por sua vez estava ligado a uma placa de aquisição de dados PCI-6025E, ambos da
National Instruments (NI). Esta última foi montada em um microcomputador com
processador pentium 4 de 2,2 GHz, e 512 MB de memória RAM. Através de uma rotina
desenvolvida na plataforma LabView os dados de deflexão adquiridos são disponibilizados
para processamento. A Figura 3.9 e a Figura 3.10, respectivamente, apresentam o esquema da
montagem destes equipamentos e a rotina implementada.
FIGURA 3.9 – ESQUEMA DE MONTAGEM DO EXPERIMENTO PARA A ANÁLISE DA DEFLEXÃO DA
HASTE DA FERRAMENTA (NUNES, 2007).
50
FIGURA 3.10 – IMAGEM DO SOFTWARE USADO PARA AQUISIÇÃO DE VALORES DE DEFLEXÃO (NUNES,
2007).
3.1.8
Dispositivo para determinação da Função Resposta em Freqüência (CABRAL,
2007)
Para determinação da função resposta em freqüência (FRF) do conjunto
ferramenta, sistema de fixação e eixo-árvore, utilizou-se um martelo de impacto fabricado por
PCB Piezotronics, modelo 086C03. Também foi usado um acelerômetro produzido pela
mesma empresa cujo modelo é 353B17 ICP. O acelerômetro foi fixado à extremidade da
ferramenta, a qual foi excitada através de uma pancada com o martelo na região
diametralmente oposta à do acelerômetro. Os sinais do acelerômetro e do martelo são
aquisitados através de um analisador de sinais dinâmicos Data Physics SignalCalc ACE,
determinando-se então a FRF do conjunto (Figura 3.11).
51
Martelo
Força de
impacto
Ferramenta
Acelerômetro
FFT da Força
Função Transferência =
Deslocamento
FFT do deslocamento
d(f)
F(f)
FRF
FIGURA 3.11 – PROCESSO DE DETERMINAÇÃO DA FREQÜÊNCIA NATURAL DE VIBRAÇÃO (CABRAL,
2007).
3.1.9
Dispositivo para medição da vida da ferramenta
Neste trabalho, o critério de fim de vida estabelecido foi o desgaste de flanco
(VBMAX). Para a medição do desgaste de flanco e largura de cratera, foi utilizado um
microscópio de ferramentaria Wild M3C da Herrbrugg Switzerland tipo S, com capacidade de
aumento de 6,4X, 16X, 25X e 40X, juntamente com câmera JVC para captura da imagem e
analise da imagem através do programa de computador Leica Qwin Pro.
Utilizou-se ainda o microscópio óptico Wild M3C para verificar as condições
iniciais em que se encontravam as ferramentas de corte. Qualquer defeito que fosse observado
no gume, flanco ou face da pastilha, a ferramenta seria desconsiderada para o ensaio.
3.1.10 Sistema CAD/CAM
O aplicativo de software POWERMILL® pertencente à Ferramentaria foi utilizado
no desenvolvimento das estratégias tipicamente utilizadas pela Empresa. No entanto, não foi
obtida uma licença temporária para uso no ITA. Desse modo, a modelagem e programação da
peça foram auxiliadas pelo aplicativo de software SIEMENS NX 5.0. Esse aplicativo permite
52
a programação e a simulação do processo de usinagem integradas a todos os elementos
envolvidos, como máquina-ferramenta, ferramenta de corte, peça e dispositivos de fixação.
3.2
3.2.1
Métodos utilizados
Método para teste de vida de ferramenta com passadas retilíneas
Os ensaios de vida de ferramenta foram realizados segundo Norma ISO 8688-2 e
adequados conforme as características dos ensaios. Nestes, as fresas foram postas a usinar
uma seção constante de material com passadas retilíneas paralelas. Foram definidas, com base
na troca de informações com a Ferramentaria.
Uma vez que se tinham as condições de corte pré-definidas para cada ferramenta,
foram variados os parâmetros de operação.
Os ensaios de vida de ferramenta foram realizados com fresas de relações
comprimento/diâmetro (L/D = 3,5), de modo a assegurar o mesmo balanço para todas as
situações. Antes da troca de cada inserto, foi garantida a limpeza do assento do suporte,
assegurando, desta forma, um posicionamento adequado.
Os critérios de fim de vida definidos foram o desgaste de flanco médio VB = 0,20
mm e máximo VBmax = 0,3 mm. O que primeiro ocorresse. Todavia, o desenvolvimento de
cratera foi sempre observado.
As medições de desgaste foram realizadas de acordo com intervalos de
comprimentos regulares, sendo realizadas medições a cada 1 m, para cada variação de
patamar de desgaste e a cada 3 m nos pontos de estabilização do gume.
A ferramenta era posta sob as lentes de um microscópio e, por meio de uma
câmera de vídeo acoplada a este e conectada a um computador. A região de maior desgaste do
gume era fotografada. A partir destas fotos, três medições de desgaste de flanco VB eram
executadas.
53
O objetivo de tantas medições, uma vez que se poderia optar pela utilização de
uma série de números normalizados já existente, foi o de verificar a variação dos patamares
de estabilização do gume, bem como verificar o comportamento de corte, pelas derivadas das
curvas de desgaste dos gumes das ferramentas, para se avaliar a repetibilidade dos ensaios.
Cada condição foi repetida uma vez e, em caso de discordância de resultados,
procedeu-se então, mais uma repetição.
Apenas um inserto foi montado na fresa para evitar a influência de possíveis
desalinhamentos entre os dentes que podem ocorrer devido às tolerâncias de montagem e de
fabricação dos insertos. Desta forma, toda a solicitação é aplicada em apenas um gume,
possibilitando um controle mais preciso da progressão de desgaste.
O material escolhido para os testes de vida foi o VHSuper da empresa Villares
Metals. Antes de iniciar o experimento, os corpos de prova foram faceados, para deixar a
superfície a ser usinada plana e paralela ao plano determinado pelos eixos X e Y da máquina.
Alguns parâmetros foram mantidos constantes para todos os ensaios de vida (Tabela 3.4).
54
Tabela 3.4 – Parâmetros fixos dos ensaios de vida.
3.2.2
CORPO DE PROVA
Material
Comprimento (mm)
Largura (mm)
Dureza (HRC)
VHSuper
203
203
62,73
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Balanço (mm):
Número de dentes
OPÇÕES DE CORTE
Direção de corte
Estratégia de corte
Interpolação
Concordante
LINEAR
LINEAR
PARÂMETROS DE CORTE
Tolerância (mm)
0,1
Sobremetal (mm)
0
ae (mm):
12
20
2
70
1
Método para análise da potência efetiva do fuso
Com o objetivo de identificar variáveis obtidas com a aplicação dos diferentes
aços, optou-se pela medição da potência de corte obtida diretamente do CLP da máquinaferramenta.
Desse modo, as medições sempre foram realizadas com ferramentas novas, de
modo a evitar as variações decorrentes de desgastes das ferramentas.
3.2.3
Método para avaliação da rugosidade superficial
Os parâmetros de rugosidade considerados nesse trabalho foram: desvio médio
aritmético de rugosidade ou rugosidade média Ra e profundidade média de rugosidade Rz. O
comprimento de amostragem foi definido segundo a NBR 6405/1988, que estabelece, no caso
de operação de acabamento com fresa, que para uma faixa de 0,1 <Ra< 2 µm, deve ser 0,8
mm (MITUTOYO, 1999).
Para cada seção foi calculado um valor médio de rugosidade Ra e Rz para três
valores medidos. Os parâmetros de rugosidade Ra e Rz foram medidos na direção do avanço.
3.2.4 Método para análise do desvio da haste da ferramenta de corte
O erro dimensional produzido na superfície da peça ocorre, fundamentalmente,
pelo deslocamento da haste da ferramenta. No caso do corte concordante, no momento da
55
entrada do gume na peça, a maior espessura de usinagem (h) provoca uma retração da haste
da ferramenta de corte, originando o erro dimensional da peça.
O comprimento da ferramenta (fator exponencial 3) e o diâmetro (fator
exponencial 4) influenciam diretamente no desvio da haste da ferramenta. Ou seja, o desvio
será tanto maior quanto maior for o comprimento da haste e quanto menor for o diâmetro da
ferramenta de corte.
Como o metal-duro apresenta um módulo de elasticidade maior do que o açorápido (210 kN/mm2 do aço-rápido contra 360 kN/mm2 do metal-duro), as ferramentas com
hastes de metal-duro apresentam um menor desvio.
Para a operação de acabamento geral, foi montada uma matriz de experimentos
considerando 3 variações para rotação (n) que influenciaram diretamente na velocidade de
corte (vc) e na velocidade de avanço (vf) e 2 variações para a interpolação utilizada. Foram
mantidos constantes todos os demais parâmetros.
A região da peça teste usada para análise, foi a que, em virtude das inclinações
observadas, apresentou resultados mais relevantes de desvio da haste.
3.2.5
Método para determinação das rotações ótimas (CABRAL, 2007)
Para determinação dos melhores valores de rotação em baixo engajamento,
procurou-se um condição em que a amplitude de vibração da ferramenta é mínima, ou seja,
quando a freqüência de passagem dos dentes corresponde a um vale da FRF.
O método utilizado é semelhante ao utilizado por Polli (2005). O fluxograma
abaixo ilustra o procedimento realizado (Figura 3.12):
56
Freqüências
naturais (picos da
FRF)
Determinação da
rotação ótima para
alta profundidade
de corte radial
Teste de impacto
n=
Obtenção da FRF
Vales da FRF
60 ⋅ f n
j⋅z
A
Determinação da
rotação ótima para
baixa profundidade
corte radial
FIGURA 3.12 – FLUXOGRAMA DO PROCEDIMENTO PARA OBTENÇÃO DOS VALORES DE ROTAÇÃO
ÓTIMA E PROFUNDIDADE MÁXIMA DE CORTE
Onde se observa a equação utilizada para se determinar a rotação na qual a
freqüência de passagem de dentes corresponde à freqüência em Hz desejada ou uma fração
desta.
3.2.6
Método para análise de estratégias de desbaste e acabamento
Em virtude das condições geométricas desvantajosas na fabricação de matrizes, a
aplicação das ferramentas de corte requer o uso de estratégias de corte orientadas para evitar
situações de engajamento crítico da aresta de corte e assegurar as condições ótimas de
usinagem.
Para a garantia de efetividade de processo no fresamento é importante aplicar os
resultados obtidos nos passos descritos nos itens 3.2.1, 3.2.2 e 3.2.3 para as geometrias
complexas.
Em parceria com o setor de CAD/CAM da Ferramentaria foram definidas
características geométricas complexas ou de engajamento da ferramenta de corte para cada
57
etapa (semi-acabamento e acabamento), tipicamente ocorrentes no chão-de-fábrica da
Ferramentaria.
Uma vez definidas estas características, foram definidas alternativas para cada
situação. As melhores práticas encontradas para cada situação foram replicadas aos técnicos
da Ferramentaria.
3.2.7
Definição da peça teste
O material de análise utilizado neste trabalho foi o aço H13 ISOMAX com dureza
48 ± 2 HRC, fabricado pela empresa Thyssen Krupp.
O corpo de prova com as dimensões 80 x 156 x 206 mm foi devidamente
esquadrejado e desbastado para remoção das superfícies oxidadas ou encruadas
irregularmente, antes da execução de qualquer ensaio. Após a preparação, as medidas do
corpo de prova chegaram a 73 x 150 x 200 mm o que era ideal para que, durante o ensaio de
usinagem, fossem evitadas perdas de tempo com a retirada de material em excesso.
A Ferramentaria definiu uma geometria típica de seu chão-de-fábrica representada
pelas seguintes características (Figura 3.13):
•
•
•
•
•
•
•
•
Paredes com pequenos ângulos (faces de
fechamento);
Superfícies complexas;
Contornos cônicos com ângulo;
Rasgos com ângulos de saída;
Rebaixos de fechamento entre formas;
Rasgos de aletas com ângulos de saída;
Cantos vivos;
Tangências entre superfícies.
FIGURA 3.13 – PEÇA TESTE DEFINIDA PELA FERRAMENTARIA
58
4
4.1
RESULTADOS E ANÁLISES
Análises dos Testes de Ferramentas
Neste item serão analisadas as condições de contato do topo da ferramenta de
corte com o material da peça, bem como as influências das grandezas geométricas de cada
ferramenta e dos parâmetros de corte, em relação à força de corte (Fc), à taxa de remoção (Q)
e à vida da ferramenta. Objetiva-se assim, fundamentar os conhecimentos do processo de
fresamento para uma determinada operação de desbaste.
Pode-se expressar a vida da ferramenta de corte pelo comprimento de corte
usinado (L) ou volume usinado (V) (BIEKER, 1991; CAMACHO, 1991; ZANDER, 1995).
Os ensaios de vida de ferramenta neste trabalho serão expressos em volume de material
retirado.
A força de corte sofre variação com a alteração do avanço por dente. Isto é,
quanto maior o avanço por dente, maior a espessura média do cavaco e conseqüentemente
maior o esforço de corte.
Devido às cargas de impacto mecânico, uma das situações críticas para o processo
de desbaste é a forma de entrada no plano de corte (GOMES, 2001). Por esse motivo, foram
planejados ensaios para verificar que fator influencia mais no desgaste da ferramenta: a
redução da força de corte no momento de entrada da ferramenta ou a variação da força de
corte no decorrer do processo.
Com efeito, a influência que cada parâmetro exerce na vida de uma ferramenta de
corte é variada. Deste modo, para a obtenção de parâmetros de corte com máximo rendimento
da ferramenta, foram montados experimentos de verificação da evolução da força de corte
(Fc) com a variação do avanço por dente (fz) e da profundidade de corte axial (ap). Além disso,
foram estudados os efeitos da velocidade de corte e da profundidade de corte axial.
59
4.1.1
Análise da variação do avanço por dente no engajamento (fz inicial) para vc = 69
m/min
No primeiro ensaio de vida de ferramenta, a fresa foi posta a usinar utilizando
parâmetros sugeridos pela Ferramentaria para a operação de desbaste. Foram avaliadas duas
situações. Na primeira, o ensaio realizado foi o teste de vida tradicional. Já na segunda, foi
programada uma redução da velocidade de avanço (vf) através da redução do avanço por
dente (fz) no momento do engajamento, isto é, do primeiro contato ferramenta/peça em cada
passe. Desse modo, fz foi reduzido para 0,1 mm no momento do engajamento voltando ao
valor de 0,5 mm depois que a ferramenta já se encontrava com 60% de seu diâmetro em
contato com a peça (Tabela 4.1). O intuito foi avaliar o impacto dessa redução da velocidade
de avanço inicial sobre a ferramenta (vida) e sobre a produtividade (taxa de remoção de
material).
Tabela 4.1 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.1
vc (m/min) ap (mm) fz (mm/dente) fz inicial (mm/dente)
Condição 1
69
0,25
0,5
0,5
Condição 2
69
0,25
0,5
0,1
A análise da dinâmica do processo nos fornece dados que permitem antever uma
certa semelhança no desgaste da ferramenta nas duas condições estudadas. A Figura 4.1 exibe
valores de forças de corte no decorrer da operação para as duas condições estudadas. Podem
ser observados perfis parecidos, tanto com relação às magnitudes como com relação aos
gradientes.
60
FIGURA 4.1 – AVALIAÇÃO DOS ESFORÇOS DE CORTE PARA O ENSAIO ITEM 4.1.1
Com base na Figura 4.1 é possível perceber que o recurso da redução de
velocidade de avanço no engajamento não produziu vantagens com relação à vida de
ferramenta, pois em ambas as situações as ferramentas alcançaram o desgaste máximo após
retirar aproximadamente a mesma quantidade de material. Além disso, como esperado, a
produtividade foi afetada, pois a redução da velocidade inicial implica em mais tempo para
retirar a mesma quantidade de material. A Figura 4.2 representa esses resultados.
FIGURA 4.2 – RESULTADOS DO ENSAIO DO ITEM 4.1.1
61
4.1.2
Avaliação do efeito do aumento da velocidade de corte (vc)
Diversos trabalhos mencionam reduções da força de usinagem quando se trabalha
com alta velocidade de corte. Entretanto, segundo SINHOFF et al (1999), do ponto de vista
físico, não podem ser esperadas mudanças drásticas no processo de corte. Em condições de
corte extremamente elevadas, ocorrem mudanças nas propriedades plásticas do material, com
redução considerável da resistência à formação do cavaco. Mas estas condições ainda estão
muito distantes das condições reais de aplicação. Ainda, segundo o autor, a redução observada
nas forças de corte, deve-se simplesmente à redução do avanço por dente, em função das altas
rotações permitidas atualmente pela utilização de eixos-àrvore de alta freqüência.
Para averiguação dessas afirmações foi montado o experimento a seguir. Para tal,
todos os demais parâmetros foram mantidos constantes e apenas foi alterada a velocidade de
corte (vc) (Tabela 4.2). Foram testadas tanto a velocidade de corte recomendada pela
Ferramentaria como a velocidade de corte ótima encontrada utilizando-se os conceitos de
vibrações em processos de usinagem apresentados no item 2.4.1.
Tabela 4.2 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.2
vc (m/min) ap (mm) fz (mm/dente) fz inicial (mm/dente)
Condição 1
69
0,25
0,5
0,5
Condição 2
201,06
0,25
0,5
0,5
O exame dos valores de força de corte nas duas condições mostra uma expressiva
diminuição dos esforços sobre a ferramenta em decorrência do aumento da velocidade de
corte (Figura 4.3). Segundo ANDRAE (1999) apud BEZERRA (2003), isso ocorre porque
aumentando-se a velocidade de corte, o ângulo de cisalhamento aumenta, entretanto a
espessura do cavaco diminui e conseqüentemente a relação de espessura do cavaco (h'/h) é
reduzida. Ao mesmo tempo a força de usinagem decresce, segundo esse modelo simplificado.
62
FIGURA 4.3 – AVALIAÇÃO DOS ESFORÇOS DE CORTE PARA O ENSAIO ITEM 4.1.2
Conforme estudo realizado por CHEVRIER (2003), os mecanismos de desgaste
das ferramentas de corte são alterados quando se trabalha em HSC. Nesse caso, o aumento da
velocidade de corte ocasionou aumento de vida de ferramenta e ganho em produtividade
(Figura 4.4).
FIGURA 4.4 – RESULTADOS DO ENSAIO DO ITEM 4.1.2
Gomes (2001) afirma que, devido às características de atrito entre ferramenta e
peça, são recomendadas menores velocidades de corte para a preservação da vida de
63
ferramenta (2.1.4). Entretanto, o que se observa para esse caso é uma predominância da
influência da diminuição dos esforços de corte sobre desgaste do gume o que torna menos
significantes os efeitos do atrito.
4.1.3
Influência do parâmetro estudado para vc = 201,06 m/min
Uma vez conhecido o ganho decorrente do uso de uma nova velocidade de corte
(vc), objetiva-se avaliar os efeitos da mesma redução de vf de engajamento, porém utilizando
o novo valor de vc (Tabela 4.3).
Tabela 4.3 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.3
vc (m/min) ap (mm) fz (mm/dente) fz inicial (mm/dente)
Condição 1
201,06
0,25
0,5
0,5
Condição 2
201,06
0,25
0,5
0,1
A Figura 4.5 indica que a redução de vf da condição 2 provocou o aumento da
magnitude das forças de corte principalmente nos primeiros contatos da ferramenta com a
peça. Isso antecipa uma possível diminuição da vida de ferramenta além da perda de tempo
associada à diminuição de velocidade de avanço.
FIGURA 4.5 – AVALIAÇÃO DOS ESFORÇOS DE CORTE PARA O ENSAIO 4.1.3
64
Constate-se que para uma maior velocidade de corte, os efeitos da redução de
velocidade de avanço no primeiro contato ferramenta/peça são ainda mais prejudiciais ao
processo produtivo (Figura 4.6). Além de ocasionar a redução de vida de ferramenta, a taxa de
remoção de material cai para menos da metade em relação ao que se observa na operação sem
redução.
FIGURA 4.6 – RESULTADOS DO ENSAIO DO ITEM 4.1.3
4.1.4
Análise da influência da profundidade de corte axial (ap) e do avanço por dente
(fz) mantendo-se constante a taxa de remoção (Q)
Como verificação do exposto no subitem 2.1.3, houve a intenção de avaliar o
efeito do aumento do incremento axial (ap) em detrimento do avanço por dente (fz) que sofreu
diminuição. A taxa de remoção teórica (Q) foi mantida constante (Tabela 4.4).
Tabela 4.4 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.4
vc (m/min) ap (mm) fz (mm/dente) fz inicial (mm/dente)
Condição 1
201,06
0,25
0,5
0,5
Condição 2
201,06
0,5
0,25
0,25
65
Como previsto, segundo a equação de Kienzle, o aumento da profundidade de
corte axial ocasionou uma elevação nos valores dos esforços de corte de tal forma que esse
aumento não é completamente compensado pela diminuição do avanço por dente (Figura 4.7).
FIGURA 4.7 – AVALIAÇÃO DOS ESFORÇOS DE CORTE PARA O ENSAIO DO ITEM 4.1.4.
Por essa razão, confirma-se o exposto anteriormente, isto é, quando são utilizadas
pastilhas intercambiáveis com raio de quina em operações de desbaste é preferível a
realização de um maior número de passes, com alta velocidade de avanço (vf), do que o
aumento da profundidade de corte axial (ap).
A Figura 4.8 mostra que a condição 2 ocasionou um desgaste muito maior para as
pastilhas chegando ao VB máximo usinando pouco mais da metade do material retirado na
condição 1. Embora Q tenha sido mantido constante, a condição 2 apresentou leve aumento
de produtividade devido ao menor número de movimentos em vazio.
Isso sugere que esse conjunto de parâmetros pode ser utilizado quando se deve
priorizar o prazo de entrega de um molde ou matriz, mesmo que isso represente um gasto
maior com relação ao ferramental.
66
FIGURA 4.8 – RESULTADOS DO ENSAIO DE VIDA DO ITEM 4.1.4.
4.1.5
Análise da influência da velocidade de avanço no engajameto (vf) aumentando-se
profundidade de corte axial (ap) e diminuindo-se o avanço por dente (fz)
Nesse ensaio, procura-se uma vez mais avaliar os efeitos da redução de velocidade
de avanço inicial, porém utilizando um incremento axial maior em detrimento do avanço por
dente (Tabela 4.5). Para tanto, mantém-se o mesmo valor da taxa de remoção teórica do item
4.1.4.
Tabela 4.5 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.5
vc (m/min) ap (mm) fz (mm/dente) fz inicial (mm/dente)
Condição 1
201,06
0,5
0,25
0,25
Condição 2
201,06
0,5
0,25
0,1
Para esse caso, a redução de vf inicial produziu vantagens em relação à dinâmica
do processo, pois as magnitudes das forças de corte sofreram diminuição. É o que mostra a
Figura 4.9.
67
FIGURA 4.9 – AVALIAÇÃO DOS ESFORÇOS DE CORTE PARA O ENSAIO DO ITEM 4.1.5.
Em decorrência disso, quando um ap mais elevado é utilizado, a redução da
velocidade de avanço de engajamento produz benefícios em relação à preservação do gume da
ferramenta. Desse modo, os efeitos sobre os recursos produtivos (vida de ferramenta) foram
favoráveis, mas a produtividade caiu para quase metade (Figura 4.10).
FIGURA 4.10 – RESULTADOS DO ENSAIO DE VIDA DO ITEM 4.1.5.
68
4.1.6
Análise da variação da profundidade de corte axial (ap) e do avanço por dente (fz)
mantendo-se constante a velocidade de corte (vc)
O último ensaio de vida a ser mostrado nesse trabalho tem por objetivo avaliar
uma nova condição de escolha de parâmetros. Através de um estudo sobre a estabilidade do
fresamento, um avanço por dente maior do que o sugerido pela Ferramentaria foi selecionado
e, para tornar ainda maior a solicitação sobre a ferramenta, o incremento axial teve seu valor
dobrado (Tabela 4.6).
Tabela 4.6 – Parâmetros utilizados no ensaio do item 4.1.6.
vc (m/min) ap (mm) fz (mm/dente) fz inicial (mm/dente)
Condição 1
201,06
0,25
0,5
0,5
Condição 2
201,06
0,5
0,75
0,75
Como já antes mostrado por Kienzle, o incremento nos valores de ap e fz realizado
para a condição 2 levaram a um significativo aumento dos esforços de corte (Figura 4.11). Em
uma análise superficial pode ser esperada uma piora nos valores do ensaio de vida para essa
condição.
FIGURA 4.11 – AVALIAÇÃO DOS ESFORÇOS DE CORTE PARA O ENSAIO DO ITEM 4.1.6.
69
Entretanto, a Figura 4.12 mostra exatamente o oposto. Ocorreu o aumento de vida
de ferramenta. Esse fenômeno pode ser explicado pelo exposto no subitem 2.1.4. Isto é, com
aumento do avanço por dente (fz), a ferramenta percorre um caminho de usinagem menor e,
conseqüentemente, atrita menos com o material da peça. Nesse caso, o efeito da diminuição
do atrito é tão pronunciado que se sobrepõe aos efeitos do aumento das magnitudes esforços
solicitantes sobre o gume da ferramenta.
FIGURA 4.12 – RESULTADOS DO ENSAIO DE VIDA DO ITEM 4.1.6.
Pode-se ainda, observar o expressivo aumento da produtividade. O que já era
esperado, pois o valor da taxa teórica de remoção de material experimenta acréscimo com o
aumento dos parâmetros em questão.
4.2
Análises das estratégias de corte sobre a estabilidade e sobre a integridade da peça
A partir da rotação e do diâmetro da fresa é calculada a velocidade de corte (vc),
que tem influência direta sobre os fenômenos térmicos e metalúrgicos que ocorrem durante a
formação do cavaco. A rotação juntamente com o número de dentes da fresa determinam a
70
freqüência de passagem de dentes (fd), que é de fundamental importância para a análise da
estabilidade dinâmica do processo (POLLI, 2005).
Além disso, nos processos de fresamento, objetiva-se maximizar os valores da
taxa de remoção de material (Q). Esse parâmetro também depende diretamente da rotação
alcançada pelo eixo-árvore.
No entanto, verifica-se que a rotação máxima disponível nem sempre é utilizada,
pois o surgimento de instabilidades dinâmicas também limita o processo (CABRAL, 2007).
Instabilidades essas que podem resultar em perda de qualidade superficial ou da exatidão
geométrica.
Com o objetivo de aumentar a produtividade do processo de acabamento
mantendo (ou mesmo melhorando) a qualidade final da peça usinada, realizou-se uma análise
do fresamento para baixas condições de engajamento (ap e ae) e altas velocidades de corte (vc).
4.2.1
Determinação da rotação ótima para operações de acabamento
Como exposto no item 2.4.1, nas operações de acabamento há predominância de
vibrações forçadas pela passagem de dentes. Para minimizar seu efeito, é necessário reduzirse a amplitude de vibração da ferramenta, o que pode ser feito utilizando-se uma freqüência
de excitação correspondente a um vale da FRF.
Para avaliar essas considerações, foi montado um experimento que consistia em
executar a operação de acabamento da superfície complexa da peça de estudo. Foram
utilizados, em princípio, os parâmetros fornecidos pela Ferramentaria. Em seguida, foi testado
um valor de rotação (maior do que o valor de rotação inicial) cuja freqüência de passagem de
dentes correspondente a um vale da FRF (Tabela 4.7).
71
Tabela 4.7 – Condições para o ensaio de rotação no acabamento
Diâmetro da
Ferramenta
10
Geometria da
Ferramenta
Ball nose
Comprimento Comprimento
em Balanço
Total
44
72
Valores de Rotação (rpm)
Proposto pela Ferramentaria
1200
Nº de
dentes
2
ae (mm)
fz (mm)
0,15
0,2
Vale da FRF
1570
Foram experimentados ainda, dois métodos de interpolação: linear e circular. De
acordo com o exposto no item 2.4.2, o controle do avanço nas operações de acabamento pode
exercer grande influência na qualidade da superfície final usinada.
A rugosidade foi medida na superfície plana da parte superior da peça de estudo,
conforme mostra a região destacada da Figura 4.13. Isso ocorreu, porque as condições de
contato ferramenta / material nessa área mostram-se críticas no que concerne à qualidade
superficial. Ainda, as extremidades do plano foram o alvo de estudo, visto que nesses pontos
verificam-se as mudanças de direção mais acentuadas.
FIGURA 4.13 – REGIÃO DE MEDIÇÃO DA RUGOSIDADE.
Para este estudo, foram também medidos valores de deflexão da haste da
ferramenta de corte. Em virtude de analisar o grau de vibração do processo, foi considerada
uma avaliação qualitativa da vibração da ferramenta. Por isso, são apresentados os valores da
deflexão encontrada na região correspondente ao local onde está montada o disco (Figura
4.14). Vale salientar que a deflexão máxima verificar-se-ia na ponta da ferramenta de corte.
72
FIGURA 4.14 – PONTO EM QUE OCORRE A MÁXIMA DEFLEXÃO E PONTO ONDE FOI MEDIDA A
DEFLEXÃO. (NUNES, 2007)
Os dados são apresentados em forma gráficos de dispersão (Figura 4.15). Mais
adiante, veremos que a deflexão apresentada durante a operação de acabamento reflete-se na
qualidade superficial final do produto.
73
FIGURA 4.15 – COMPORTAMENTO DA DEFLEXÃO DA HASTE PARA OS DIFERENTES CASOS
ESTUDADOS.
Foi observado nesse experimento, que a mudança de estratégia de interpolação
juntamente com o uso de uma da nova velocidade de rotação produziram dois efeitos
importantes. Primeiramente, notam-se as diferenças na qualidade superficial da peça pronta.
Além disso, o tempo da operação de acabamento mostrou valores bem distintos entre si.
Dados quantitativos desse experimento podem ser vistos na Figura 4.16.
74
FIGURA 4.16 – INFLUÊNCIAS DO CONTROLE SOBRE PRODUTIVIDADE E QUALIDADE EM HSC.
Pela análise dos resultados nota-se que ao se empregar a interpolação circular com
a velocidade de rotação sugerida pela Ferramentaria, temos perda significativa na qualidade
superficial. A instabilidade do corte apresenta-se como fator determinante desse efeito, o que
se percebe pelo aumento da vibração. No entanto, há ganho de produtividade, pois o tempo de
operação foi reduzido uma vez que a interpolação circular garante maior velocidade de
avanço (devido à maior velocidade de leitura dos blocos e transições mais suaves).
Ao ser selecionada a interpolação linear com a nova velocidade de rotação, tem-se
o pior caso. A qualidade superficial piora sensivelmente e o ganho em produtividade não se
mostra tão acentuado. Isso ocorre porque a velocidade de avanço foi aumentada, e desse
modo, as regiões de mudança de trajetória apresentam-se como um problema potencializado
para esse tipo de interpolação.
Já ao ser utilizada a interpolação circular aliada à rotação que garante estabilidade
ao corte tem-se o melhor cenário. Tanto é notada a melhoria na qualidade superficial como o
ganho em produtividade é expressivo. Nesse caso, a freqüência de passagem de dentes
melhora as características de vibração da operação. Além disso, a utilização da interpolação
circular possibilitou uma trajetória da ferramenta descrita por um perfil mais suave e próximo
da velocidade de avanço programada para o corte.
75
5
5.1
APLICAÇÃO DOS RESULTADOS
Desbaste
A geometria teste encomendada pela Ferramentaria foi desbastada inicialmente
com as condições recomendadas pela própria Empresa (parâmetros de corte, condições de
engajamento das ferramentas de corte). Ou seja, acompanhou-se um colaborador da Empresa
e este determinou as condições que seriam tipicamente utilizadas.
As operações de desbaste sugeridas por este trabalho consideram inicialmente os
ganhos obtidos por meio da usinagem com corte periférico (já expostos nos itens anteriores).
Procurou-se obter o máximo proveito da geometria helicoidal das ferramentas de corte
juntamente aos princípios de sobreposição de dentes.
Diversos parâmetros foram testados até serem alcançados valores ótimos no que
concerne à redução de tempo do processo e à preservação da ferramenta. Os resultados que
demonstraram maiores ganhos são apresentados neste item. A etapa de desbaste passou a ser
composta por 6 operações (Tabela 5.1). Foram medidos esforços de corte e valores de
velocidade de avanço efetiva em pontos críticos da trajetória da ferramenta.
76
Tabela 5.1 – Características do primeiro desbaste
Processo Atual - Primeiro Desbaste – PRADE01A
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,25
Profundidade de corte radial (mm)
12
Avanço por dente (mm)
0,5
Velocidade de Avanço (mm/min)
1100
Velocidade de corte (m/min)
70
Rotação do spindle (rpm)
1100
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,5
Tolerância CAM (mm)
0,1
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
20
Tipo de entrada
RAMPA
Raio de quina (mm)
2
Tipo de saída
RAMPA
Comprimento total (mm)
130
Ângulo de rampa (º)
1
Comprimento de faca (mm)
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
70
Altura de Rampa (mm)
0,5
Número de dentes
2
Ângulo de entrada (º)
Tipo de geometria
TOROIDAL
Raio (mm)
Material da haste
aço
Ângulo de saída (º)
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
O tempo total de operação foi de 5 horas e 5 minutos.
Desbaste Proposto – Operação 1 – DESB01
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
Velocidade de Avanço (mm/min)
Velocidade de corte (m/min)
Rotação do spindle (rpm)
Direção de corte
Sobremetal (mm)
Tolerância CAM (mm)
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
30
0,5
0,1
1590
250
3980
Concordante
0,5
intol: 0,03; outtol: 0,1
ENTRADA E SAÍDA
20
4
125
38
74
4
INTEIRIÇA
MD
Tipo de entrada
Tipo de saída
Ângulo de rampa (º)
Distância de segurança (mm)
Altura de Rampa (mm)
Ângulo de entrada (º)
Raio (mm)
Ângulo de saída (º)
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
A operação teve duração de 37 minutos.
ARCO
ARCO
50% DIÂMETRO
3
90
7
90
77
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Desbaste Proposto – Operação 2 – DESB02
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
20
Profundidade de corte radial (mm)
0,5
Avanço por dente (mm)
0,1
Velocidade de Avanço (mm/min)
1590
Velocidade de corte (m/min)
250
Rotação do spindle (rpm)
3980
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,5
Tolerância CAM (mm)
intol: 0,03; outtol: 0,1
ENTRADA E SAÍDA
20
Tipo de entrada
ARCO
4
Tipo de saída
ARCO
125
Ângulo de rampa (º)
38
Distância de segurança (mm)
50% DIÂMETRO
74
Altura de Rampa (mm)
3
4
Ângulo de entrada (º)
90
INTEIRIÇA
Raio (mm)
7
MD
Ângulo de saída (º)
90
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
A operação teve duração de 30 minutos.
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Desbaste Proposto – Operação 3 – DESB03
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
14
Profundidade de corte radial (mm)
0,5
Avanço por dente (mm)
0,1
Velocidade de Avanço (mm/min)
1590
Velocidade de corte (m/min)
250
Rotação do spindle (rpm)
3980
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,5
Tolerância CAM (mm)
intol: 0,03; outtol: 0,1
ENTRADA E SAÍDA
12
Tipo de entrada
ARCO
0
Tipo de saída
ARCO
83
Ângulo de rampa (º)
26
Distância de segurança (mm)
50% DIÂMETRO
39
Altura de Rampa (mm)
3
6
Ângulo de entrada (º)
90
INTEIRIÇA
Raio (mm)
7
MD
Ângulo de saída (º)
90
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
A operação teve duração de 14 minutos.
78
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprrimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Desbaste Proposto – Operação 4 – DESB04
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,25
Profundidade de corte radial (mm)
12
Avanço por dente (mm)
0,5
Velocidade de Avanço (mm/min)
2000
Velocidade de corte (m/min)
125,6
Rotação do spindle (rpm)
2000
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,5
Tolerância CAM (mm)
0,1
ENTRADA E SAÍDA
20
Tipo de entrada
RAMPA
2
Tipo de saída
RAMPA
130
Ângulo de rampa (º)
1
Distância de segurança (mm)
0
70
Altura de Rampa (mm)
0,5
2
Ângulo de entrada (º)
TOROIDAL
Raio (mm)
AÇO
Ângulo de saída (º)
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
Essa operação é semelhante ao desbaste atual realizado pela Ferramentaria. Ao se destinar à remoção de uma porção
menor de material, a mesma teve seu tempo reduzido para 1 hora e 27 minutos. Vale salientar que, reconhecendo que os
limites mecânicos não constituíam empecilho, a velocidade de corte teve seu valor quase dobrado em relação ao que se
observa na operação PRADE01A.
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Desbaste Proposto – Operação 5 – DESB05
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
20
Profundidade de corte radial (mm)
0,5
Avanço por dente (mm)
0,1
Velocidade de Avanço (mm/min)
1590
Velocidade de corte (m/min)
250
Rotação do spindle (rpm)
3980
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,5
Tolerância CAM (mm)
intol: 0,03; outtol: 0,1
ENTRADA E SAÍDA
20
Tipo de entrada
ARCO
4
Tipo de saída
ARCO
125
Ângulo de rampa (º)
38
Distância de segurança (mm)
50% DIÂMETRO
74
Altura de Rampa (mm)
3
4
Ângulo de entrada (º)
90
INTEIRIÇA
Raio (mm)
7
MD
Ângulo de saída (º)
90
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
A operação teve duração de 9 minutos.
79
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Desbaste Proposto – Operação 6 – DESB06
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
14
Profundidade de corte radial (mm)
0,5
Avanço por dente (mm)
0,1
Velocidade de Avanço (mm/min)
1600
Velocidade de corte (m/min)
250
Rotação do spindle (rpm)
4000
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,5
Tolerância CAM (mm)
0,1
ENTRADA E SAÍDA
12
Tipo de entrada
ARCO
0
Tipo de saída
ARCO
83
Ângulo de rampa (º)
26
Distância de segurança (mm)
50% DIÂMETRO
39
Altura de Rampa (mm)
3
6
Ângulo de entrada (º)
90
INTEIRIÇA
Raio (mm)
7
MD
Ângulo de saída (º)
90
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
A trajetório da ferramenta é semelhante à observa no item A.3.1.d (figura 16). A operação teve duração de 4 minutos.
Pelo exposto, verifica-se uma redução drástica no tempo de usinagem por meio da
implementação das operações propostas. Embora o número de operações seja maior, a soma
dos tempos de todas as operações mostra-se muito inferior ao tempo total de PRADE01A. É
importante salientar que a programação CAM das 6 operações propostas demanda apenas 1
hora a mais em relação a PRADE01A. Isso evidencia o ganho de tempo, como indica a
Tabela 5.2 a seguir.
Tabela 5.2 – Ganhos obtidos com a modificação do primeiro desbaste
ATUAL
PROPOSTO
PRADE01A
DESB01
DESB02
DESB03
DESB04
DESB05
DESB06
D (mm)
20
20
20
12
20
20
12
r (mm)
2
4
4
0
2
4
0
z
2
4
4
6
2
4
6
ap (mm)
0,25
30
20
14
0,25
30
14
ae (mm)
12
0,5
0,5
0,5
12
0,5
0,5
fz (mm)
0,5
0,1
0,1
0,1
0,5
0,1
0,1
vc (m/min)
126
250
250
250
126
250
250
Tempo
5h5min
37min
30min
14min
1h27min
9min
4min
Total
5h5min
3h
80
O segundo desbaste destina-se à abertura de uma cavidade na porção superior da
peça. O processo proposto pela Ferramentaria, bem como as modificações sugeridas por este
trabalho, pode ser verificado a seguir (Tabela 5.3).
Tabela 5.3 – Características do segundo desbaste
Processo Atual - Segundo desbaste – PRADE01B
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,15
Profundidade de corte radial (mm)
8
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
2280
Velocidade de corte (m/min)
180
Rotação do spindle (rpm)
5700
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,3
Tolerância CAM (mm)
0,1
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
10
Tipo de entrada
RAMPA
Raio de quina (mm)
0
Tipo de saída
RAMPA
Comprimento total (mm)
72
Ângulo de rampa (º)
1
Comprimento de faca (mm)
23
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
35
Altura de Rampa (mm)
0,5
Número de dentes
6
Ângulo de entrada (º)
Tipo de geometria
TOPO RETO
Raio (mm)
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
Nessa operação foram verificados níveis de ruído bastante elevados. O tempo total de operação foi de aproximadamente 9
minutos. Ao fim da operação a ferramenta mostrou-se inteiramente danificada tornando impossível a sua reutilização.
Desbaste Proposto – Operação 7 – OBILOMBO
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,15
Profundidade de corte radial (mm)
8
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
2280
Velocidade de corte (m/min)
180
Rotação do spindle (rpm)
5700
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,3
Tolerância CAM (mm)
0,1
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
10
Tipo de entrada
RAMPA
Raio de quina (mm)
1
Tipo de saída
RAMPA
Comprimento total (mm)
70
Ângulo de rampa (º)
1
Comprimento de faca (mm)
31
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
35
Altura de Rampa (mm)
0,5
Número de dentes
4
Ângulo de entrada (º)
Tipo de geometria
TOROIDAL
Raio (mm)
Material da haste
10
Ângulo de saída (º)
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
O tempo de usinagem caiu para 6 minutos e 15 segundos e a ferramenta manteve sua integridade até o fim da operação
podendo ainda ser reutilizada.
81
As observações indicam as melhorias obtidas pelo uso da interpolação circular na
geração das trajetórias. Além disso, a ferramenta com raio de canto sugerida no processo
proposto apresenta geometria mais favorável para operações de desbaste de material
endurecido na medida em que evita elevada concentração de tensões sobre a aresta de corte.
5.2
Semi-acabamento
Nesse item serão apresentados os ganhos referentes aos processos de semi-
acabamento da peça de estudo. Estratégias tais como a de alívio de cantos e o uso da
interpolação circular mostraram-se eficientes tanto com relação à diminuição dos tempos de
usinagem quanto à preservação da ferramenta de corte.
Durante a operação PRASA01A, as variações abruptas dos esforços de corte
provocaram o lascamento dos gumes das pastilhas. Um das alternativas encontradas para
evitar esse fenômeno, mantendo-se os mesmos parâmetros de corte fornecidos pela
Ferramentaria, foi substituir a interpolação linear, atualmente usada pela empresa, pela
interpolação circular. Por meio desse recurso, a trajetória da ferramenta e as transições de
velocidade foram suavizadas garantindo menores variações dos esforços. Desse modo, a
integridade dos gumes das pastilhas foi mantida até o final da operação (Tabela 5.4).
82
Tabela 5.4 – Características do semi-acabamento geral.
Processo Atual - Semi-acabamento (Geral) - PRASA01A
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,5
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
1320
Velocidade de corte (m/min)
220
Rotação do spindle (rpm)
4400
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,2
Tolerância CAM (mm)
0,07
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
16
Tipo de entrada
ARCO HORIZONTAL
Raio de quina (mm)
0,8
Tipo de saída
ARCO HORIZONTAL
Comprimento total (mm)
84
Ângulo de rampa (º)
0
Comprimento de faca (mm)
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
50
Altura de Rampa (mm)
Número de dentes
2
Ângulo de entrada (º)
180
Tipo de geometria
TOROIDAL
Raio (mm)
10
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
180
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
O tempo total de usinagem de PRASA01A foi de aproximadamente 44 minutos. Ao fim da primeira metade da operação, as
pastilhas utilizadas foram inspecionadas e constatou-se o lascamento das mesmas.
Processo Proposto - Semi-acabamento (Geral) - SEMI
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,5
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
1320
Velocidade de corte (m/min)
220
Rotação do spindle (rpm)
4400
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,2
Tolerância CAM (mm)
0,07
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
16
Tipo de entrada
ARCO HORIZONTAL
Raio de quina (mm)
0,8
Tipo de saída
ARCO HORIZONTAL
Comprimento total (mm)
84
Ângulo de rampa (º)
0
Comprimento de faca (mm)
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
50
Altura de Rampa (mm)
Número de dentes
2
Ângulo de entrada (º)
180
Tipo de geometria
TOROIDAL
Raio (mm)
10
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
180
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
O tempo total de usinagem de SEMI foi de aproximadamente 42 minutos. Todos os parâmetros de PRASA01A foram
mantidos exceto a interpolação. Apesar de apresentar uma apenas pequena redução no tempo, as pastilhas permaneceram
sem avaria alguma durante toda a operação.
Para o caso do alívio de cantos, estratégia que produziu melhores resultados para
o caso específico da peça de estudo foi o fresamento em mergulho ou “plunge milling”
(Tabela 5.5).
83
Tabela 5.5 – Características do semi-acabamento da chaveta.
Processo Atual - Semi-acabamento (Chaveta) - PRASA01C
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,25
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
4500
Velocidade de corte (m/min)
235
Rotação do spindle (rpm)
7500
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,1
Tolerância CAM (mm)
0,03
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
10
Tipo de entrada
ARCO HORIZONTAL
Raio de quina (mm)
1
Tipo de saída
ARCO HORIZONTAL
Comprimento total (mm)
70
Ângulo de rampa (º)
0
Comprimento de faca (mm)
22
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
40
Altura de Rampa (mm)
Número de dentes
4
Ângulo de entrada (º)
50
Tipo de geometria
TOROIDAL
Raio (mm)
15
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
50
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
O tempo de usinagem de PRASA01C foi de aproximadamente 6 minutos e 30 segundos.
Processo Atual – Acabamento (Chaveta) - PRAAC01C
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,15
Profundidade de corte radial (mm)
6
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
4200
Velocidade de corte (m/min)
220
Rotação do spindle (rpm)
7000
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
10
Tipo de entrada
ARCO HORIZONTAL
Raio de quina (mm)
0
Tipo de saída
ARCO HORIZONTAL
Comprimento total (mm)
72
Ângulo de rampa (º)
0
Comprimento de faca (mm)
23
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
35
Altura de Rampa (mm)
Número de dentes
6
Ângulo de entrada (º)
50
Tipo de geometria
TOPO RETO
Raio (mm)
15
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
50
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
PRAACO1C teve duração de 12 minutos e apresentou ruído agudo no fim da operação. Isso ocorreu devido ao sobremetal
encontrado nos últimos passes da operação na região em que a ferramenta retirou material ao mesmo tempo da parede e do
chão.
84
Semi-acabamento Proposto (Chaveta) – PLUNGE
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
PLUNGE
Profundidade de corte radial (mm)
2
Avanço por dente (mm)
0,05
Velocidade de Avanço (mm/min)
200
Velocidade de corte (m/min)
31
Rotação do spindle (rpm)
1000
Direção de corte
CONCORDANTE
Sobremetal (mm)
0,1
Tolerância CAM (mm)
intol: 0,03; outtol: 0,12
ENTRADA E SAÍDA
10
Tipo de entrada
HORIZONTAL
1
Tipo de saída
HORIZONTAL
70
Ângulo de rampa (º)
25
Distância de segurança (mm)
35
Altura de Rampa (mm)
4
Ângulo de entrada (º)
90
INTEIRIÇA
Raio (mm)
MD
Ângulo de saída (º)
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Observações:
A operação teve duração de 22 segundos
Acabamento Proposto (Chaveta) – FLOOR
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,1
Profundidade de corte radial (mm)
0,1
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
6732
Velocidade de corte (m/min)
235
Rotação do spindle (rpm)
7480
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Observações:
A operação teve duração de 8 segundos.
intol: 0,03; outtol: 0,12
ENTRADA E SAÍDA
10
Tipo de entrada
ARCO
0
Tipo de saída
ARCO
72
Ângulo de rampa (º)
23
Distância de segurança (mm)
50%D
35
Altura de Rampa (mm)
3
6
Ângulo de entrada (º)
90
INTEIRIÇA
Raio (mm)
MD
Ângulo de saída (º)
90
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
85
Acabamento Proposto (Chaveta) – WALL
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
15
Profundidade de corte radial (mm)
0,1
Avanço por dente (mm)
0,1
Velocidade de Avanço (mm/min)
3183
Velocidade de corte (m/min)
250
Rotação do spindle (rpm)
7960
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
intol: 0,03; outtol: 0,12
ENTRADA E SAÍDA
10
Tipo de entrada
ARCO
0
Tipo de saída
ARCO
72
Ângulo de rampa (º)
23
Distância de segurança (mm)
50%D
35
Altura de Rampa (mm)
3
6
Ângulo de entrada (º)
90
INTEIRIÇA
Raio (mm)
MD
Ângulo de saída (º)
90
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Observações:
A operação teve duração de 25 segundos.
De acordo com o exposto, o semi-acabamento por alívio de cantos resultou em
ganhos de tempo significativos (Tabela 5.6). Além disso, níveis de ruído foram diminuídos
devido a menores esforços sobre a ferramenta.
Tabela 5.6 – Características do semi-acabamento da chaveta.
Processo Atual
Processo Proposto
1-PRASA01C
2-PRAAC01C
1-Plunge
2-Floor
3-Wall
D (mm):
10
10
10
10
10
r (mm)
1
0
1
0
0
Z
4
2
4
6
6
ap (mm):
0,25
0,15
-
0,1
15
ae (mm):
-
6
2
0,1
6
fz (mm):
0,15
0,15
0,05
0,15
0,1
vc (m/min):
235
220
31
235
250
Tempo
6min 30s
12min
22s
8s
25s
Total
18min 30s
55s
As operações para semi-acabamento PRASA01B e PRASA01D mostraram-se
satisfatoriamente eficientes e não sofreram modificações nesse estudo (Tabela 5.7).
86
Tabela 5.7 – Operações de semi-acabamento não modificadas.
PRASA01B
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
Profundidade de corte radial (mm)
8
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
1320
Velocidade de corte (m/min)
220
Rotação do spindle (rpm)
4400
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0,2
Tolerância CAM (mm)
0,07
ENTRADA E SAÍDA
16
Tipo de entrada
0,8
Tipo de saída
84
Ângulo de rampa (º)
0
Distância de segurança (mm)
0
50
Altura de Rampa (mm)
2
Ângulo de entrada (º)
TOROIDAL
Raio (mm)
MD
Ângulo de saída (º)
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
PRASA01B é uma operação rápida para ajuste de espessura de sobremetal nas zonas planas da superfície da peça.
PRASA01D
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
Profundidade de corte radial (mm)
0,3
Avanço por dente (mm)
0,2
Velocidade de Avanço (mm/min)
4000
Velocidade de corte (m/min)
314
Rotação do spindle (rpm)
10000
Direção de corte
Concordante / Discordante
Sobremetal (mm)
0,1
Tolerância CAM (mm)
0,03
ENTRADA E SAÍDA
10
Tipo de entrada
ARCO VERTICAL
5
Tipo de saída
ARCO VERTICAL
72
Ângulo de rampa (º)
0
29
Distância de segurança (mm)
0
44
Altura de Rampa (mm)
2
Ângulo de entrada (º)
40
BALL NOSE
Raio (mm)
4
MD
Ângulo de saída (º)
40
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
PRASAO1D teve como tempo total de usinagem 1 hora e 45 minutos aproximadamente. Sinais de ruído foram observados
dentro da normalidade e a usinagem ocorreu de maneira suave.
5.3
Abertura de aletas
Foi estudado o caso da abertura de aletas que atualmente é realizada por meio de
processos de eletro-erosão. Dados das operações são mostrados na Tabela 5.8.
87
Tabela 5.8 – Características da abertura das aletas.
Processo Atual – Abertura das aletas - ELETROEROSÃO
TEMPOS DE PROCESSOS
Fabricação do eletrodo
40 minutos
Erosão
4 horas
PRE-SET
1 hora
TEMPO TOTAL
5 horas e 40 minutos
Observações:
Dados fornecidos pelos colaboradores responsáveis pelo processo de eletro-erosão.
Processo Proposto – Abertura das aletas - ALETAS
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0.05
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
0.03
Velocidade de Avanço (mm/min)
924
Velocidade de corte (m/min)
96
Rotação do spindle (rpm)
15400
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
2
Tipo de entrada
ARCO HORIZONTAL
Raio de quina (mm)
0
Tipo de saída
ARCO HORIZONTAL
Comprimento total (mm)
38
Ângulo de rampa (º)
0
Comprimento de faca (mm)
11
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
15
Altura de Rampa (mm)
3
Número de dentes
2
Ângulo de entrada (º)
90
Tipo de geometria
TOPO RETO
Raio (mm)
0,5
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
90
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
ALETAS foi realizada com sucesso. O tempo total de usinagem foi de aproximadamente 51 minutos. Uma única ferramenta
foi utilizada e demonstrou integridade dos gumes ao fim da operação.
Mantendo-se constantes os demais parâmetros, mais valores de ap foram testados.
Para os valores que resultaram em sucesso, a ferramenta usada permaneceu íntegra até o fim
das operações e foram alcançados tempos de operação ainda menores (Tabela 5.9).
88
Tabela 5.9 – Ganhos obtidos com a abertura de aletas.
Atual
Processos Propostos - ALETAS
Eletroerosão Usinagem
ap (mm)
0,02
1 Canal
42 min 31s
Total
5 h 40 min 2h 7 min 30s
5.4
Usinagem
0,03
29 min
1 h 27 min
Usinagem
0,05
17min
51 min
Acabamento em raster
O acabamento com fresas do tipo “ball nose”, postas a usinar seguindo caminhos
cujas projeções no plano XY são linhas inclinadas de 45º, representa a melhor estratégia para
o caso da peça de estudo. Por esse motivo, decidiu-se manter essa estratégia para o
acabamento da peça de estudo (Tabela 5.10).
Não obstante, valores de rugosidade e tempo podem ser melhorados através do
estudo do controle de vibrações que visa selecionar a melhor rotação (e conseqüentemente a
melhor velocidade de corte) para que sejam garantidas condições de corte mais estáveis. Essa
estabilidade leva a uma melhor qualidade superficial, aqui mensurada pelos valores de
rugosidade Rz.
Verificaram-se ganhos também pelo uso da interpolação circular na geração das
trajetórias de ferramenta.
89
Tabela 5.10 – Características do acabamento em raster
Processo Atual – Acabamento em Rraster - PRAAC01A
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
Profundidade de corte radial (mm)
0,15
Avanço por dente (mm)
0,2
Velocidade de Avanço (mm/min)
4800
Velocidade de corte (m/min)
380
Rotação do spindle (rpm)
12000
Direção de corte
Concordante / Discordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
10
Tipo de entrada
ARCO VERTICAL
Raio de quina (mm)
5
Tipo de saída
ARCO VERTICAL
Comprimento total (mm)
72
Ângulo de rampa (º)
0
Comprimento de faca (mm)
29
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
44
Altura de Rampa (mm)
Número de dentes
2
Ângulo de entrada (º)
40
Tipo de geometria
BALL NOSE
Raio (mm)
4
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
40
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
O tempo de usinagem foi de 2 horas e 25 minutos. Os valores de rugosidade Rz das superfícies planas tiveram média de
7,22 µm
Processo Proposto – Acabamento em Raster - FINISH
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
Profundidade de corte radial (mm)
0,15
Avanço por dente (mm)
0,2
Velocidade de Avanço (mm/min)
6280
Velocidade de corte (m/min)
493
Rotação do spindle (rpm)
15700
Direção de corte
Concordante / Discordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
FERRAMENTA
ENTRADA E SAÍDA
Diâmetro (mm)
10
Tipo de entrada
ARCO VERTICAL
Raio de quina (mm)
5
Tipo de saída
ARCO VERTICAL
Comprimento total (mm)
72
Ângulo de rampa (º)
0
Comprimento de faca (mm)
29
Distância de segurança (mm)
0
Comprimento em balanço (mm)
44
Altura de Rampa (mm)
Número de dentes
2
Ângulo de entrada (º)
40
Tipo de geometria
BALL NOSE
Raio (mm)
4
Material da haste
MD
Ângulo de saída (º)
40
INTERPOLAÇÃO CIRCULAR
Observações:
O tempo de usinagem foi de 1 hora e 42 minutos. Os valores de rugosidade Rz das superfícies planas tiveram média de 5,32
µm.
Para o caso da ferramenta e do suporte em questão, a rotação ótima calculada foi a
de 15700 rpm (conforme já descrito no item 4.2.1). Ganhos relativos à qualidade superficial e
ao tempo de usinagem são sumarizados na Figura 5.1.
90
Atual
PRAAC01A
D(mm):
10
r (mm)
5
z
2
ae (mm):
0,15
fz (mm):
0,2
vc (m/min):
380
Interpolaçã
Linear
Tempo
2h 25min
Proposto
FINISH
10
5
2
0,15
0,2
493
Circular
1h 42 min
FIGURA 5.1 – GANHOS OBTIDOS COM A ESTRATÉGIA RASTER.
As demais operações de acabamento para a peça de estudo são descritas na Tabela
5.11. Por ficar clara sua eficiência, seus parâmetros e estratégias não foram modificados e
permaneceram os mesmos estabelecidos pela Ferramentaria.
Tabela 5.11 – Características dos processos de acabamento remanescentes.
PRAAC01B
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,15
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
0,15
Velocidade de Avanço (mm/min)
4200
Velocidade de corte (m/min)
220
Rotação do spindle (rpm)
7000
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
ENTRADA E SAÍDA
10
Tipo de entrada
ARCO VERTICAL
0
Tipo de saída
ARCO VERTICAL
72
Ângulo de rampa (º):
0
23
Distância de segurança:
0
35
Altura de Rampa
6
Ângulo de entrada:
40
TOPO RETO
Raio
4
MD
Ângulo de saída:
40
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Observações:
Uma adaptação se fez necessária devido à avaria da ferramenta de topo reto. Uma outra ferramenta de mesmas dimensões
e 4 dentes foi utilizada. O tempo total de operação foi de 3 minutos e 30 segundos.
91
PRAAC01D
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,1
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
0,2
Velocidade de Avanço (mm/min)
5600
Velocidade de corte (m/min)
220
Rotação do spindle (rpm)
7000
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
ENTRADA E SAÍDA
10
Tipo de entrada
ARCO HORIZONTAL
1
Tipo de saída
ARCO HORIZONTAL
70
Ângulo de rampa (º)
0
22
Distância de segurança (mm)
0
40
Altura de Rampa (mm)
4
Ângulo de entrada (º)
50
TOROIDAL
Raio (mm)
15
MD
Ângulo de saída (º)
50
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
Não foi possível realizar PRAAC01D em sua totalidade, pois a região posterior da peça possui profundidade maior do que o
comprimento em balanço da ferramenta. Desse modo, apenas a parte frontal da usinagem foi realizada. Além disso, deve ser
salientado que, em virtude de preservar a ferramenta e a máquina-ferramenta utilizadas, foi feita uma operação de
acabamento do chão da área a ser usinada em PRAAC01D. Dados das duas operações foram coletados. PRAAC01D teve
duração de 17 minutos.
PRAAC01G
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Observações:
PRAAC01G teve duração de 6 minutos
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
0,1
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
0,1
Velocidade de Avanço (mm/min)
2400
Velocidade de corte (m/min)
150
Rotação do spindle (rpm)
12000
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
ENTRADA E SAÍDA
4
Tipo de entrada
ARCO HORIZONTAL
0,5
Tipo de saída
ARCO HORIZONTAL
51,5
Ângulo de rampa (º)
0
16
Distância de segurança (mm)
0
15
Altura de Rampa (mm)
3
2
Ângulo de entrada (º)
40
TOROIDAL
Raio (mm)
8
MD
Ângulo de saída (º)
40
INTERPOLAÇÃO LINEAR
92
PRAAC01F
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
Profundidade de corte radial (mm)
0,05
Avanço por dente (mm)
0,1
Velocidade de Avanço (mm/min)
2400
Velocidade de corte (m/min)
150
Rotação do spindle (rpm)
12000
Direção de corte
Concordante
Sobremetal (mm)
0
Tolerância CAM (mm)
0,005
ENTRADA E SAÍDA
4
Tipo de entrada
ARCO VERTICAL
0,5
Tipo de saída
ARCO VERTICAL
51,5
Ângulo de rampa (º)
0
16
Distância de segurança (mm)
0
15
Altura de Rampa (mm)
2
Ângulo de entrada (º)
50
TOROIDAL
Raio (mm)
6
MD
Ângulo de saída (º)
50
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
PRAAC01F teve duração de aproximadamente 6 minutos
PRAAC01E
PARÂMETROS DE CORTE
Profundidade de corte axial (mm)
Profundidade de corte radial (mm)
Avanço por dente (mm)
Velocidade de Avanço (mm/min)
Velocidade de corte (m/min)
0,08
0,1
2400
150
Rotação do spindle (rpm)
Direção de corte
Sobremetal (mm)
Tolerância CAM (mm)
FERRAMENTA
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de faca (mm)
Comprimento em balanço (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
12000
Concordante
0
0,005
ENTRADA E SAÍDA
4
Tipo de entrada
ARCO VERTICAL
0,5
Tipo de saída
ARCO VERTICAL
51,5
Ângulo de rampa (º)
0
16
Distância de segurança (mm)
0
15
Altura de Rampa (mm)
2
Ângulo de entrada (º)
50
TOROIDAL
Raio (mm)
6
MD
Ângulo de saída (º)
50
INTERPOLAÇÃO LINEAR
Observações:
O tempo total de usinagem de PRAAC01E foi de 6 minutos. Ao fim da operação, a ferramenta foi medida e as medidas de
desgaste foram registradas.
93
6
CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS
A utilização do corte periférico para operações de desbaste permitiu a realização
de operações de fresamento a altas velocidades com maior taxa de remoção de material.
Foram atingidos ganhos extremamente significativos para o processo de usinagem de
componentes em aço AISI H13 (aproximadamente 50 HRC). Essa estratégia colaborou
também para a preservação dos recursos produtivos, uma vez que diminuiu as magnitudes e as
variações dos esforços sobre a ferramenta de corte. Esse último fato foi comprovado através
da aquisição em tempo real das características dinâmicas dos processos, porém pode ser
facilmente constatado em chão-de-fábrica pela observação da diminuição do ruído durante a
usinagem, bem como da integridade das ferramentas após seu uso.
Nesse sentido, é de significativa importância ressaltar que a escolha da
profundidade de corte axial, quando são usadas ferramentas de geometria helicoidal, deve ser
condicionada à sobreposição dos gumes. Isso significa que é necessário garantir que a cada
instante pelo menos dois dentes estejam na região de contato material/ferramenta.
Faz-se preciso ainda, assegurar que a ferramenta descreva trajetórias suaves,
evitando ao máximo a ocorrência de arcos. Esses, se existirem, devem apresentar o maior raio
possível para que a profundidade de corte radial não ultrapasse 0,5 mm (no caso das
ferramentas de 14 mm e 20 mm) sob pena de quebra da ferramenta.
O alívio de cantos como uma das operações de semi-acabamento teve acentuada
importância na usinagem da chaveta da peça de estudo, pois proporcionou o ajuste do
sobremetal existente naquela região. Em decorrência disso, novamente foram verificadas
menores variações de cargas sobre o gume da ferramenta e velocidades de avanço mais
uniformes no decorrer das operações de acabamento. Assim, não houve necessidade de
redução de velocidade nos raios da chaveta e o acabamento pôde ser feito em um tempo muito
menor.
94
Para esse fim, a estratégia de fresamento em mergulho mostrou-se a mais
apropriada para a geometria estudada.
Com relação à fabricação das aletas (canais) da peça de estudo, que apresentavase como um gargalo de produção para a Ferramentaria, foi alcançada uma redução de 85% do
tempo. Isso foi possível pelo desenvolvimento de técnicas de usinagem em substituição ao
processo de eletro-erosão utilizado atualmente pela Empresa.
A escolha de métodos de interpolação adequados para cada processo também
demonstrou um forte potencial de ganhos de produtividade. Para as operações de desbaste e
de semi-acabamento, o uso de interpolação circular significou não apenas a redução dos
tempos de usinagem, como também o aumento de vida da ferramenta.
Os benefícios das interpolações circulares foram verificados também quando
aliados às técnicas de controle de vibrações, dessa vez nas operações de acabamento. A
determinação dos parâmetros ótimos de rotação para o sistema suporte/ferramenta permitiu a
realização do acabamento fazendo uso de velocidades mais altas e apresentando maior
estabilidade de corte. Conseqüentemente, além da redução dos tempos de usinagem,
observaram-se também menores valores de rugosidade superficial.
Pelo exposto, o trabalho em questão produziu melhorias expressivas na fabricação
de geometrias com superfícies complexas constituídas de material endurecido. As estratégias
e parâmetros selecionados estão devidamente descritos de modo a poderem ser realizados em
chão-de-fábrica. Desse modo, poderão ser reproduzidos os ganhos obtidos no que concerne à
produtividade, preservação dos recursos produtivos e qualidade final do produto.
95
6.1
Sugestões para Futuros Trabalhos
Por este trabalho ter abrangido um assunto estratégico, a usinagem de superfícies
complexas, como a de um molde ou matriz, alguns aspectos permanecem e ainda podem ser
estudados. Assim pode-se propor como objeto de estudos futuros:
•
Desenvolvimentos de estratégias e parâmetros ótimos para o fresamento em 5-eixos
simultâneos.
Atualmente no Brasil ainda é escasso o número de publicações e profissionais
treinados em 5-eixos simultâneos, porém muitas ferramentarias são detentoras de tecnologia
para usinagem em 5-eixos, fato que remete a máquinas subutilizadas e/ou ociosas no chão-defábrica. O desenvolvimento dessas estratégias, atrelado a uma metodologia que identifique os
tipos de geometrias adequados para o fresamento em 5-eixos simultâneos relacionando-as
com os tipos de máquinas, estratégias de corte e comando numérico é de fundamental
importância para investigar a eficiência da usinagem.
•
Otimização de processos para desbaste e acabamento de materiais endurecidos (dureza
igual ou superior a 60 HRC).
Existem hoje na área de usinagem algumas tendências bem definidas a saber:
usinagem rápida, usinagem de peças já endurecidas, usinagem com maior precisão. Estas
demandas têm sido o desafio dos fabricantes de ferramentas de corte e a usinagem de peças
endurecidas está crescendo em importância. A tecnologia para torneamento e o fresamento de
materiais nesta difícil condição de usinagem, já estão estabelecidos na indústria. Assim, os
ganhos podem ser obtidos pelo estudo da utilização ótima dos recursos nos processos de
produção atuais. Tal conhecimento pode responder ao desafio, acelerando consideravelmente
os ciclos de produção, melhorando a qualidade do produto final e, além do mais, e tão
importante quanto, reduzindo os custos de produção.
96
7
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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error vs. cycle time in high-speed milling of aluminium alloy. International Journal
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CABRAL, Gustavo Francisco. Seleção de parâmetros para otimização do processo de
usinagem de componentes aeronáuticos em alumínio. 2006. 62f. Trabalho de
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103
ANEXOS
104
ANEXO I – REDUÇÃO DOS TEMPOS DE OPERAÇÃO
Principais ganhos em produtividade
400
350
340
314
Tempo (min)
300
250
200
186
145
150
102
100
50
18,5
0
DESBASTE
51
1
CHAVETA
ATUAL
RASTER
CANAIS
PROPOSTO
FIGURA A.1 – MAIORES REDUÇÕES DE TEMPO DE USINAGEM.
105
ANEXO II – FERRAMENTAS ADICIONAIS
Todas as melhorias foram obtidas utilizando ferramentas e materiais fornecidos
pela própria Ferramentaria. Com exceção de duas ferramentas usadas na realização do corte
periférico (Tabela A.1).
Tabela A.1 – Ferramentas adicionais usadas neste trabalho.
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de corte (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Fabricante
Número do Produto
12
0
83
26
6
INTEIRIÇA
MD
SANDVIK
R215.36-12050AC26H 1610
Diâmetro (mm)
Raio de quina (mm)
Comprimento total (mm)
Comprimento de corte (mm)
Número de dentes
Tipo de geometria
Material da haste
Fabricante
Número do Produto
20
4
125
38
4
INTEIRIÇA
MD
SANDVIK
R216.2420050IAK38H 1620
106
FOLHA DE REGISTRO DO DOCUMENTO
1.
CLASSIFICAÇÃO/TIPO
DM
5.
2.
DATA
20 de janeiro de 2011
3.
REGISTRO N°
DCTA/ITA/DM-101/2010
4.
N° DE PÁGINAS
120
TÍTULO E SUBTÍTULO:
Análise e otimização dos processos de fresamento a altas velocidades no contexto de ferramentaria
6.
AUTOR(ES):
Pedro Jorge Moreira de Abreu
7.
INSTITUIÇÃO(ÕES)/ÓRGÃO(S) INTERNO(S)/DIVISÃO(ÕES):
Instituto Tecnológico de Aeronáutica – ITA
8.
PALAVRAS-CHAVE SUGERIDAS PELO AUTOR:
Usinagem, Aço endurecido, Ferramentaria
9.PALAVRAS-CHAVE RESULTANTES DE INDEXAÇÃO:
Fresagem (usinagem); Otimização; Tratamento de superfícies; Alta velocidade; Ferramentas de corte;
Máquinas-ferramenta; Engenharia mecânica
10.
APRESENTAÇÃO:
X Nacional
Internacional
ITA, São José dos Campos. Curso de Mestrado. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Aeronáutica
e Mecânica. Área de Mecânica dos Sólidos e Estruturas. Orientador: Dr. Eng. Mec. Jefferson de Oliveira
Gomes. Defesa em 21/12/2010. Publicada em 2010.
11.
RESUMO:
Este trabalho tem como objetivo avaliar e melhorar os métodos de fabricação de superfícies
complexas. Para tanto, diferentes estratégias de fresamento são analisadas e aplicadas em um contexto de
ferramentaria. As metas de melhoria são: diminuição dos tempos de processo, preservação dos recursos
produtivos e melhora da qualidade superficial da peça usinada. São consideradas as operações de
desbaste, semi-acabamento e acabamento do aço H13 temperado. A escolha desse material, bem como
das ferramentas e da máquina ferramenta apresentadas neste estudo, é baseada nos recursos existentes e
utilizados por empresas estabelecidas em território nacional. A peça de estudo foi sugerida por uma
ferramentaria renomada e possui características presentes em seus atuais produtos. Características essas,
que apresentam-se como pontos críticos no processo de manufatura em virtude de sua complexidade
geométrica. Os objetivos estabelecidos foram alcançados. Foram desenvolvidas estratégias que
permitiram o aumento da produtividade, ampliação da vida útil de ferramentas e máquinas e diminuição
dos índices de rugosidade das superfícies fabricadas. Todos os conceitos foram empregados em chão-defábrica onde houve a comprovação dos ganhos obtidos e da aplicabilidade do estudo.
12.
GRAU DE SIGILO:
(X ) OSTENSIVO
( ) RESERVADO
( ) CONFIDENCIAL
( ) SECRETO