PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Everaldo Araujo Dias
Monitoramento da dressagem no processo de retificação
centerless utilizando emissão acústica
São João del-Rei, março de 2013
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Everaldo Araujo Dias
Monitoramento da dressagem no processo de retificação
centerless utilizando emissão acústica
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-graduação em
Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João
del-Rei como requisito para a obtenção do título de Mestre
em Engenharia Mecânica
Área de Concentração: Materiais e Processos de
Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão
São João del-Rei, março de 2013
Ficha catalográfica elaborada pelo Setor de Processamento Técnico da Divisão de Biblioteca da UFSJ
Dias, Everaldo Araújo
D541m
Monitoramento da dressagem no processo de retificação centerless utilizando emissão
acústica[manuscrito] / Everaldo Araújo Dias . – 2013.
67f . ; il.
Orientador: Lincoln Cardoso Brandão
Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de São João del-Rei. Departamento de Engenharia
Mecânica .
Referências: f. 69-72.
1. Acústica – emissão – Teses. 2. Retificação centerless - Teses. I. Brandão, Lincoln
Cardoso(orientador) II. Universidade Federal de São João Del- Rei. Departamento de Engenharia
Mecânica. III. Título
CDU: 534
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
Monitoramento da dressagem no processo de retificação
centerless utilizando emissão acústica
Autor: Everaldo Araujo Dias
Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão
A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação:
São João del-Rei, 18 de março de 2013
Dedico este trabalho ao meu pai Jose Luiz Dias (in memorian) e ao meu filho Bruno Leal
Dias, a quem espero poder inspirar para que desenvolva seu grande potencial.
Agradecimentos
Agradeço ao meu filho Bruno Leal Dias, por ser minha motivação, alegria e orgulho.
À minha esposa Dagma Kelem Leal dos Santos Dias, por ser a mulher que eu continuo
admirando e escolhendo como meu complemento.
À minha mãe Zelma Soares de Araujo Luiz, por todos os ensinamentos e lições de
amor.
Aos meus oito irmãos, por manterem meu sentimento de família unida.
Ao prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão, pela orientação e exemplo de postura e
dedicação aos princípios da Academia de Ciências; que ele continue aumentando sua
contribuição científica.
Ao colega acadêmico Sergio Luiz Moni Ribeiro Filho, pela dedicação à ciência e
disponibilidade para ajudar. Tenho certeza de que continuará sendo um grande pesquisador.
Aos colegas de trabalho e pesquisa Alessandro Rascalha e Flavio Bonato Pereira, pelo
incentivo e ajuda.
Aos colegas de trabalho Breno Elisei, Carlos Lara, Cinthia Fonseca e Andre Moreira,
pela contribuição.
Nem tudo o que se enfrenta pode ser modificado, mas nada pode ser modificado até
que seja enfrentado.
Albert Einstein
RESUMO
DIAS, E. A. (2013). Monitoramento da dressagem no processo de retificação centerless
utilizando emissão acústica. Dissertação de Mestrado (Mestrado) – Universidade Federal de
São João del-Rei, São João del-Rei, 2013.
A retificação centerless de passagem é um dos processos mecânicos de fabricação em que se
pode obter excelente acabamento superficial com consideráveis taxas de produtividade
levando-se em conta o número de peças usinadas por intervalo de tempo. Isso ocorre devido
à alimentação contínua das peças sem a necessidade de sua fixação na máquina ferramenta.
A alta velocidade de passagem das peças pela máquina faz com que seu rebolo de corte
necessite ser reafiado frequentemente.
Essas interrupções no processo reduzem
consideravelmente a produção, mas são necessárias para a obtenção de componentes com
melhores características como rugosidade, circularidade, cilindricidade e diâmetro, todas
com baixíssima variação. Dessa forma, maior confiabilidade e otimização da operação de
dressagem é de grande importância para reduzir as perdas inerentes à sua execução. Este
trabalho mostra os resultados de um estudo elaborado para determinar os melhores
parâmetros de dressagem e comparar os sinais de emissão acústica com as condições de
cada teste. Por meio da definição de uma forma de monitoramento em tempo real, foi
possível diagnosticar a condição dos grãos abrasivos e da homogeneidade da superfície do
rebolo de corte antes do reinício da produção. Foram utilizadas como corpos de prova
barras redondas de aço ABNT 1045 com comprimento de 371 mm e diâmetro de 12,4 mm. Os
ensaios foram realizados em uma retificadora centerless de passagem variando-se a
velocidade de avanço e a profundidade de dressagem. Os sinais de emissão acústica e a
rugosidade, circularidade e cilindricidade das peças usinadas foram avaliados após cada
dressagem. Foram determinados os melhores parâmetros de dressagem, e tanto o sinal de
emissão acústica quanto a rugosidade passaram por influência significativa dessas variáveis.
A circularidade e a cilindricidade por sua vez não foram influenciadas significativamente
pelas condições de dressagem. Os resultados mostraram ainda uma interessante tendência de
desgaste acentuado no final do rebolo capaz de causar danos à superfície das peças
usinadas. A investigação do problema apontou para uma vibração excessiva das peças
causada por uma falha nas guias posicionadas na saída do vão de retificação.
Palavras-chave: Retificação, Centerless, Emissão Acústica, Dressagem
ABSTRACT
DIAS, E. A. (2013). Monitoring of dressing in the through-feed centerless grinding process
using acoustic emission. M.Sc. Thesis (Thesis) – Federal University of São João del-Rei, São
João del-Rei, 2013.
The through-feed centerless grinding is a mechanical finishing process that can provide
excelent surface characteristics. The continuous feeding rate provides a high productivity,
considering the number of grinded pieces per time interval, since there is no necessity to fix
them into the machine tool. The grinding wheel needs to be sharpened frequently due to the
high output rate. These interruptions in the process decrease substantially the production, but
are essential to reach characteristics such as surface roughness, cilindricity, roundness and
diameter with very low variation. Thereby, a great reliability in the dressing operation is very
important to reduce the losses inherent in its implementation. This work shows the results of a
study planned to determine the best dressing parameters and compare the acoustic emission
signals recorded in each condition tested. The main aim was to define a mean of monitoring
the dressing operation in real time, in order to provide a diagnostic of the abrasive grits
condition and homogeneity of the grinding wheel surface before each restart of the
production. Dressing tests were carried out in a through-feed centerless grinding varying the
speed rate and the depth of dressing. Work pieces were ABNT 1045 steel with the length of
371mm and diameter of 12.4 mm. The responses, evaluated after each dressing operation,
were the surface roughness, roundness and cilindricity of the machined parts. The best
dressing conditions were determined and both the roughness and acoustic emission signals
were significantly influenced by the variation of the imput parameters. The roundness and
cilindricity were not significantly influenced by the dressing conditions. The results showed
also an interesting tendency of accentuated wear at the end of the grinding wheel, capable to
cause damage on the surface of the work pieces. The investigation of this problem pointed to
an excessive vibration caused by a failure on the work piece guidance at the end of the
grinding gap.
Key-words: Grinding, Through-feed Centerless, Acoustic Emission, Dressing
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Variáveis de entrada e saída para máquinas e processos de retificação. 6
Figura 2 – Formação de cavaco na retificação. ................................................... 7
Figura 3 – Distribuição de energia térmica na retificação. ................................... 8
Figura 4 – Mecanismos de desgaste. .................................................................. 9
Figura 5 – Mecanismos de desgaste. .................................................................10
Figura 6 – Códigos adotados para rebolos de Óxido de Alumínio e Carbeto de
Silício. ...........................................................................................................11
Figura 7 – Grão abrasivo com desgaste. ............................................................13
Figura 8 – Esquema do processo de dressagem. .................................................14
Figura 9 – Mecanismo cinemático do processo de dressagem. ............................15
Figura 10 – Primeira retificadora centerless construída por Heim – The Ball e
Roller Bearing Co. (1917). ...............................................................................16
Figura 11 – Esquema de uma retificadora centerless. .........................................17
Figura 12 – Grandezas elementares de uma retificadora centerless de passagem. .18
Figura 13 – Vão de retificação. ........................................................................19
Figura 14 – Dressadores estáticos. ....................................................................20
Figura 15 – Força de dressagem com profundidade de 0,042 mm. .......................21
Figura 16 – Força de dressagem com profundidade de 0,084 mm. .......................22
Figura 17 – Força de dressagem com profundidade de 0,126 mm. .......................22
Figura 18 – Características da emissão acústica. ................................................24
Figura 19 – Fenômenos de reflexão e refração das ondas de emissão acústica (L,
onda longitudinal; T, onda transversal; e S, onda superficial). ............................25
Figura 20 – Sensor piezelétrico de emissão acústica. .........................................25
Figura 21 – Sistema de monitoramento de retificação via emissão acústica. ........27
Figura 22 – Espectro do sinal original de emissão acústica. ................................30
Figura 23 – Filtragem do sinal original de emissão acústica. ..............................31
Figura 24 – Principais fontes de ondas elásticas na retificação. ...........................32
Figura 25 – Ciclo de retificação cilíndrica de mergulho. ....................................33
Figura 26 – Uso da detecção de contato para reduzir o tempo de retificação em
vazio. Fonte: Kluft (1994). ...............................................................................34
Figura 27 – Dressagem ótima com monitoramento do processo. .........................37
Figura 28 – Sinal de emissão acústica na retificação. .........................................38
Figura 29 – Sinais acústicos de dressagem para rebolo reto e perfilado. ..............39
Figura 30 – Concepção básica do sistema de mapeamento. .................................40
Figura 31 – Procedimento de construção do mapa do rebolo no processo de
dressagem. ......................................................................................................41
Figura 32 – 1º passe de dressagem, realizado para a correção da superfície do
rebolo. ............................................................................................................42
Figura 33 – 2º passe de dressagem, realizado para correção da superfície do rebolo.
......................................................................................................................42
Figura 34 – Último passe de dressagem, realizado para correção da superfície do
rebolo. ............................................................................................................43
Figura 35 – Retificadora centerless de passagem utilizada marca Cincinnati
modelo Twin Grip 350-20. ...............................................................................45
Figura 36 – Módulo de aquisição de sinal EA Sensis DM42 utilizado. ................46
Figura 37 – Sensor de emissão acústica parafusado ao suporte do dressador. .......46
Figura 38 – Configuração do processo onde foram feitos os experimentos. ..........47
Figura 39 – Rebolo de corte Norton utilizado nos experimentos. ........................47
Figura 40 – Equipamentos utilizados para a aquisição do sinal de emissão acústica.
......................................................................................................................50
Figura 41 – Teste de normalidade para a circularidade (mm) como variável de
saída. .............................................................................................................51
Figura 42 – Teste de normalidade para a cilindricidade (mm) como variável de
saída. .............................................................................................................52
Figura 43 – Teste de normalidade para a rugosidade (µm Rz) como variável de
saída. .............................................................................................................53
Figura 44 – Influência da velocidade e da profundidade de dressagem na
rugosidade. .....................................................................................................54
Figura 45 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem na
rugosidade (µm Rz). ........................................................................................55
Figura 46 – Estudo de normalidade do sinal de emissão acústica para diferentes
parâmetros de dressagem. ................................................................................57
Figura 47 – Influência da velocidade (mm/min) e profundidade de dressagem (mm)
no sinal de EA. ................................................................................................58
Figura 48 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem no
sinal de emissão acústica (RMS). .....................................................................59
Figura 49 – Correlação entre rugosidade (µm Rz) e sinal de emissão acústica
(RMS). ...........................................................................................................60
Figura 50 – Sinal original de EA para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,06 mm. ...............................................61
Figura 51 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem de 0,06 mm. ...........................................61
Figura 52 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,09 mm. ...............................................62
Figura 53 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 99
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm. ...........................................62
Figura 54 - Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 129
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm. ...........................................63
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Relação da granulometria – rugosidade – sobremetal – operação . ...............12
Tabela 2 - Planejamento de experimentos..................................................................49
Tabela 3 - Estudo de ANOVA para rugosidade em função da profundidade e velocidade
de dressagem ..........................................................................................................54
Tabela 4 - Estudo de ANOVA para EARMS máximo em função da profundidade e
velocidade de dressagem ..........................................................................................58
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
EA – Emissão acústica
Lead Time – Tempo total de produção de uma peça incluindo tempo de fila
Ud – Grau de recobrimento do rebolo
bd – Largura do dressador
fad – Avanço de dressagem por rotação do rebolo
aed – Profundidade de dressagem
ns – Rotação do rebolo
vfad – Velocidade do avanço de dressagem
DwO – Diâmetro inicial da peça
αr – Ângulo de inclinação do rebolo de arraste
δr – Ângulo de rotação do rebolo de arraste
αdr – Ângulo de rotação do dressador
hdr – Altura de dressagem
ns – Rotação do rebolo de corte
nr – Rotação do rebolo de arraste
br – Largura do rebolo de arraste
bs – Largura do rebolo de corte
bs eff – Largura efetiva de corte
bs a – Região de acabamento
vp – Velocidade de passagem da peça
dw – Diâmetro da peça
lw – Comprimento da peça
nw – Rotação da peça
β – Ângulo de inclinação da régua
γ – Ângulo de tangência
hw – Altura da peça
RMS – Média quadrática do sinal original de emissão acústica
PSD – Densidade de potência espectral
CNC – Comando numérico computadorizado
DOE – Delineamento de experimentos
SUMÁRIO
INTRODUÇÃO ...................................................................................................................................... 1
1 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................................................. 5
1.1 Retificação ..................................................................................................................................... 5
1.1.1 Principais Variáveis do Processo de Retificação.................................................................... 6
1.1.2 Mecanismos de Formação do Cavaco .................................................................................... 6
1.1.3 Distribuição de Energia na Retificação .................................................................................. 7
1.1.4 Mecanismo de Desgaste do Rebolo........................................................................................ 9
1.1.5 Rebolos ................................................................................................................................. 10
1.1.6 Dressagem ............................................................................................................................ 12
1.1.7 Grau de Recobrimento do Rebolo ........................................................................................ 15
1.1.8 Retificação Centerless de Passagem .................................................................................... 16
1.2 Emissão Acústica ........................................................................................................................ 22
1.2.1 Desenvolvimento .................................................................................................................. 22
1.2.2 Conceitos de Emissão Acústica ............................................................................................ 24
1.2.3 Tratamento dos Sinais de Emissão Acústica ........................................................................ 26
1.2.4 A Emissão Acústica na Retificação ...................................................................................... 31
1.2.5 Monitoramento por meio de Emissão Acústica ................................................................... 38
2 MATERIAIS E MÉTODOS .............................................................................................................. 45
2.1 Equipamentos Utilizados............................................................................................................. 45
2.2 Ensaios Experimentais ................................................................................................................ 48
2.3 Processamento dos Sinais de emissão acústica ........................................................................... 50
3 RESULTADOS E DISCUSSÕES ..................................................................................................... 51
3.1 Análise dos Parâmetros de Dressagem........................................................................................ 51
3.2 Análise dos Resultados dos Sinais de Emissão Acústica ............................................................ 56
CONCLUSÕES..................................................................................................................................... 65
SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS .............................................................................. 67
REFERÊNCIAS .................................................................................................................................... 69
1
INTRODUÇÃO
Os últimos anos têm mostrado grande evolução nos processos de usinagem com cunha
definida como torneamento e fresamento. Destacam-se o aumento das velocidades de corte,
da rigidez e da precisão dos equipamentos, a melhoria das características geométricas e de
resistência das ferramentas, além da busca constante por materiais de usinabilidade mais
amigável. Algumas aplicações de peças usinadas, no entanto, têm exigido tolerâncias tão
apertadas, especialmente quando combinadas à alta dureza, que a retificação ainda tem se
mostrado indispensável como processo de fabricação. Um exemplo extremo de dificuldade
em substituir a retificação é a lapidação de diamantes naturais, o material de maior dureza
conhecido. A continuação das pesquisas nesse processo é demandada ainda pelo surgimento
de aplicações cada vez mais variadas para peças mecânicas a exemplo de equipamentos
eletrônicos e nanoengenharia.
O uso da usinagem por abrasão teve origem na pré-história quando as primeiras
ferramentas de que se tem notícia eram afiadas em rochas abrasivas. Desde então, esse
conhecimento é transmitido e melhorado. Após o primeiro grande impulso gerado pelo
Iluminismo e o segundo, atribuído à Revolução Industrial, o avanço generalizado da ciência
ganhou espaço para proporcionar as maravilhas tecnológicas com as quais convivemos
atualmente. Publicações científicas sobre retificação foram impulsionadas no início do século
XX, quando essa variedade de processo de transformação já era subdividida para atender às
nossas demandas da forma mais econômica e eficiente possível considerando o conhecimento
acumulado até então.
A ação básica de milhares de pequenas ferramentas de alta dureza que trabalham
simultaneamente acarreta deformações elástica e plástica do material durante a formação do
cavaco. Cada uma das arestas de corte é desgastada por atrito formando planos que elevam as
forças de corte e provocam a quebra desses grãos abrasivos, ou mesmo sua remoção, expondo
novas arestas de corte e renovando continuamente a ferramenta.
Com o passar do tempo, a superfície do rebolo torna-se irregular ou as arestas de corte
perdem poder de remoção exigindo uma afiação que devolva as características necessárias ao
prosseguimento da usinagem dentro de padrões aceitáveis. Essa afiação do rebolo,
denominada dressagem, é feita usando um material mais duro que os grãos abrasivos. Essa
ferramenta tem formato de ponta única, pastilha, conglomerado ou ainda de disco giratório.
2
O processo de retificação pode ser dividido em: periférico plano, periférico cilíndrico,
de face plano e de face cilíndrico, referindo-se à parte do rebolo que será responsável pela
usinagem e pela geometria básica da peça.
Dentre as variações da retificação periférica cilíndrica, o processo centerless de
passagem está entre os mais produtivos em quantidade de peças usinadas por intervalo de
tempo. Essa vantagem está associada principalmente à alta velocidade de passagem das peças
pelo processo sem a necessidade de que sejam fixadas.
Para se conseguir tal vantagem competitiva, foi necessária a criação de mecanismos
complexos que atuam simultaneamente e interagem entre si. Sua função é manter as peças em
uma trajetória predefinida enquanto parte do metal base é removida segundo os requisitos
necessários à sua aplicação. As aplicações desse processo estão restritas a peças cilíndricas.
Sua viabilidade econômica é muito dependente do tamanho dos lotes produzidos. A principal
razão está na dificuldade de definição dos parâmetros para cada tipo de peça e de ajustes a
cada início de produção. O custo dos equipamentos é outro fator determinante na forte
necessidade de economia de escala.
As retificadoras centerless modernas são compostas por sistemas de alta rigidez com
controle e compensação automáticos do desbalanceamento do rebolo, sistemas de
compensação do seu desgaste acionados por servomotores e capazes de se deslocar 1 µm a
partir do repouso, além de outros recursos como rotação variável para manter constante a
velocidade de corte.
Sua produtividade, contudo, é muito dependente da experiência e habilidade dos
operadores. Eles são responsáveis pela preparação inicial do equipamento, dressagem dos
rebolos em intervalos apropriados, supervisão do processo e por ajustes cada vez que uma
anormalidade é detectada. A dificuldade em definir um plano de reação abrangente para cada
evento e em treinar operadores segundo esses conceitos é notável. Tudo isso tem levado cada
vez mais à necessidade de aumento do controle sobre as variáveis de influência desse
processo, seja pela automação ou pelo melhor entendimento dos efeitos de cada uma.
A retificação centerless de passagem normalmente é feita em mais de um passe com
transporte automático entre os equipamentos de forma a reduzir o tempo de fila das peças
usinadas. Isso contribui para evitar oxidação e danos por manuseio e para reduzir o lead time
de produção, mas exige que a operação de desbaste seja confiável e consistente. Nessa
primeira operação, a baixa variabilidade, tanto do diâmetro quanto da circularidade e
rugosidade, é fundamental para as operações subsequentes em que as taxas de remoção são
drasticamente reduzidas. A operação de acabamento pode ser feita em uma ou mais máquinas
3
e tem a função de reduzir a rugosidade superficial das peças, além de melhorar a variabilidade
do diâmetro, circularidade e cilindricidade.
A dressagem do rebolo de corte é fundamental, especialmente para a obtenção da
rugosidade desejada. Esta frequente e demorada operação de afiação da ferramenta pode ser
monitorada de diferentes formas na tentativa de evitar falhas e interrupções excessivas do
processo para correção do rebolo. Medidas com emissão acústica (EA) são consideravelmente
mais sensíveis a mudanças das condições do processo de retificação do que medidas de
potência, força, vibração ou mesmo emissão ultrassônica. A geração desse sinal resulta de
ondas de tensão geradas como um resultado da liberação rápida de energia de deformação
dentro de um material, a exemplo do que acontece na fratura do ligante e dos grãos de
rebolos. Uma vez selecionada a banda de frequência a ser analisada para cada processo, seu
valor médio quadrático pode ser monitorado para informar se as condições de dressagem
estão respeitando limites previamente definidos.
Este trabalho teve como objetivo o monitoramento do processo de dressagem usando
sinais de emissão acústica. Dessa forma, procurou-se definir um ponto ótimo de dressagem
onde as peças estariam dentro dos parâmetros de qualidade do processo e o operador tivesse
conhecimento prévio da condição de corte do rebolo. Assim, este trabalho está dividido
conforme descrito a seguir.
Na primeira parte, apresenta-se toda a “Revisão Bibliográfica”, necessária para a
compreensão do processo de retificação centerless e da operação de dressagem do rebolo,
além do monitoramento por emissão acústica. No capítulo “Metodologia”, apresenta-se a
escolha do equipamento, do rebolo, corpos de prova, sensor de capitação do sinal de emissão
acústica e sistema de aquisição de dados.
Em “Análise dos Resultados”, são resumidos os resultados obtidos dos experimentos
nas condições estabelecidas e é dado um tratamento estatístico para melhor entendimento de
seu significado. Por fim, as “Conclusões” do trabalho são apresentadas seguidas pelas
“Referências”.
4
5
1 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
1.1 Retificação
A retificacão é um processo de usinagem por abrasão que utiliza ferramentas de
múltiplas arestas de corte para melhorar o acabamento superficial da peça. As ferramentas
para execução desse processo são rebolos, constituídos por aglomerantes e grãos abrasivos
cortantes, que removem pequenos cavacos de material. Por esse motivo, o acabamento
superficial da peça na retificacão é melhor que o obtido nos demais processos de usinagem,
como torneamento e fresamento (AGOSTINHO, 2004).
A história da usinagem por abrasão começa com os homens primitivos, que
provavelmente descobriram que podiam afiar suas ferramentas manuais esfregando-as contra
pedras abrasivas naturais. As enormes pedras usadas na construção das pirâmides do Egito
foram cortadas e acabadas por meio da usinagem por abrasão. Segundo a Biblia (1 Samuel
13:19 e 13:20), uma forma de os filipinos manterem sua hegemonia sobre os israelitas foi
proibindo que eles afiassem suas próprias ferramentas. Durante a Idade Média, materiais
abrasivos eram usados para afiar e polir ferramentas e armas. Os conceitos mais modernos de
máquinas retificadoras apareceram em desenhos de Leonardo da Vinci no século XVI.
Somente 300 a 400 anos mais tarde, alguns conceitos desses equipamentos foram postos em
prática (MALKIN, 2008).
A retificação visa melhorar o acabamento superficial e garantir a integridade das
peças. Trata-se de um processo de alta precisão e importância, pois é empregado em etapas de
produção em que o valor agregado ao material já é muito elevado devido aos outros processos
que o antecedem (SOARES; OLIVEIRA, 2002).
Os processos de retificação podem ser classificados em:
a) periférico plano;
b) periférico cilíndrico: entre pontas e sem centros, que podem ser tanto de mergulho
como longitudinal ou de passagem;
c) face plano;
d) face cilíndrico.
Neste trabalho, vamos nos concentrar no processo de retificação periférico cilíndrico
sem centros de passagem.
6
1.1.1 Principais Variáveis do Processo de Retificação
Para entender melhor a retificação, foram definidas as entradas e saídas do processo e
demonstradas as relações entre elas (KING; HAHN, 1986). Para que isso fosse feito, foi
importante distinguir as variáveis de entrada da retificadora e entradas do processo de
retificação que ocorrem na interação rebolo-peça. Os parâmetros de entrada típicos das
máquinas retificadoras são: velocidade de avanço, velocidade do rebolo, velocidade da peça e
tempo de centelhamento. As variáveis do sistema são apresentadas no diagrama da Figura 1.
Figura 1 – Variáveis de entrada e saída para máquinas e processos de retificação.
Fonte: adaptado de King e Hahn (1986).
1.1.2 Mecanismos de Formação do Cavaco
Segundo König e Meyen (1990), os fenômenos relacionados com a formação de
cavaco na retificação podem ser subdivididos em duas fases. Inicialmente, ocorre somente o
7
escorregamento do grão abrasivo sobre o material causando uma deformação elástica. Na
segunda fase, começam a ocorrer deformações plásticas e a formação de cavaco. O processo
de atrito e a deformação plástica que ocorrem na peça durante retificação são acompanhados
por fenômenos relacionados ao rebolo, como desgaste do grão abrasivo e fratura do ligante.
De acordo com König e Klocke (1997), a deformação elástica por parte do material se
deve à alta força normal (Fn) seguida pelo seu escoamento lateral. Em seguida, inicia-se a
formação do cavaco pelo aumento da força tangencial (Ft) que acaba cisalhando o material
(Figura 2). As condições de atrito da interface, as propriedades de escoamento do material e a
velocidade de corte têm influência significativa na formação do cavaco (KOPAC; KRAJNIR,
2006).
Figura 2 – Formação de cavaco na retificação.
Fonte: König e Klocke (1997).
1.1.3 Distribuição de Energia na Retificação
A energia mecânica introduzida no processo é parcialmente usada para gerar
deformação na superfície da peça, cisalhamento do cavaco e atrito conforme mostra a Figura
3. Em decorrência da quantidade de gumes afiados, a maior parte da energia é transformada
em energia térmica pelo atrito no flanco dos gumes e em deformação plástica na região
8
superficial da peça. Além disso, tem-se a transformação de energia em calor nas faces do grão
durante a remoção de cavaco propriamente dito. Por último, deve-se mencionar que uma parte
da energia, principalmente quando se trata de rebolos ligados, é transformada em calor em
decorrência do atrito do ligante sobre a superfície da peça (KÖNIG; KLOCKE, 1997).
Figura 3 – Distribuição de energia térmica na retificação.
Fonte: adaptado de König e Klocke (1997).
As principais fontes de calor na retificação se encontram abaixo do gume e essa
energia flui principalmente para dentro da peça. Esse fluxo de calor provoca um aumento
localizado de temperatura na superfície da peça que pode, dependendo da sua ordem de
grandeza e do tempo de atuação, provocar mudanças na estrutura cristalina do material da
peça, bem como fenômenos de oxidação. É possível reduzir o tempo de atuação do calor e a
magnitude do aumento de temperatura por meio da utilização de fluidos de corte. Assim, a
lubrificação do fluido de corte pode levar a uma redução do atrito e, com isso, reduzir a
geração de calor. Além disso, a troca de calor entre o fluido e a peça faz com que aconteça
uma remoção rápida dessa energia evitando o aquecimento excessivo da superfície da peça. A
lubrificação traz ainda a vantagem da redução do desgaste do grão abrasivo (KÖNIG;
KLOCKE, 1997).
9
1.1.4 Mecanismo de Desgaste do Rebolo
Existem três tipos de mecanismos de desgaste (MALKIN, 2008): desgaste por atrito
(A), fratura do grão (B) e fratura do ligante (C).
Figura 4 – Mecanismos de desgaste.
Fonte: Malkin (2008).
O desgaste por atrito cresce com o aumento da superfície plana do grão abrasivo que
modifica sua aresta de corte até que seja quebrado ou arrancado pelo esforço gerado na
remoção do cavaco. A fratura do grão acontece quando o material ligante o mantém preso ao
rebolo e o impacto com a peça ou o excesso de atrito causam sua fratura. A fratura do ligante
acontece quando sua resistência é excedida pelo esforço de corte de um grão específico. Os
dois últimos fenômenos provocam a autoafiação do rebolo pela exposição de novas arestas de
corte (MALKIN, 2008).
Um quarto mecanismo de desgaste chamado de fratura da interface grão-ligante é
considerado por Jackson e Mills (2004) conforme mostrado na Figura 5, em que a foto I
mostra um grão abrasivo de superfície desgastada (A), a foto II mostra uma fratura do ligante
com o grão abrasivo (A), uma interface grão-ligante (B) e uma fratura do ligante (C), a foto
III mostra um grão fraturado (A) e a foto IV mostra uma fratura da interface grão-ligante.
10
Figura 5 – Mecanismos de desgaste.
Fonte: Jackson e Mills (2004).
1.1.5 Rebolos
As ferramentas abrasivas da retificação têm a função de remover material da peça e
são chamadas de rebolos. Eles são constituídos de grãos cortantes de alta dureza unidos por
um material ligante. A remoção dos cavacos depende da habilidade dos grãos abrasivos de
penetrar no material; portanto, devem ser mais duros do que a peça (LINDSAY, 1999).
Os rebolos são especificados segundo norma DIN 69100 (1988) e caracterizados na
sua composição considerando-se as seguintes características:
· tipo do grão abrasivo;
· granulometria;
· liga;
· grau de dureza;
· estrutura.
O código normalmente usado para rebolos abrasivos convencionais contendo Óxido de
Alumínio e Carbeto de Silício (MALKIN, 2008) segue o modelo da Figura 6. Existem muitos
tipos de abrasivos baseados em Óxido de Alumínio sintético mais dois tipos comuns de
11
Carbeto de Silício com diferentes composições químicas e características estruturais que
afetam suas propriedades físicas e mecânicas.
Figura 6 – Códigos adotados para rebolos de Óxido de Alumínio e Carbeto de
Silício.
Fonte: adaptado de Malkin (2008).
A configuração de um rebolo deve ser definida de forma a proporcionar as seguintes
vantagens (BOETTLER, 1978):
· melhor remoção horária;
· melhor manutenção do perfil;
· maior número de peças por dressagem;
· menor penetração do diamante na dressagem.
A granulometria de rebolos convencionais deve ser determinada em função da
rugosidade desejada, do sobremetal da peça e da operação executada (BOETTLER, 1978).
12
Tabela 1 – Relação da granulometria – rugosidade – sobremetal – operação.
Granulometria
Dimensão do
Rugosidade
Sobre metal
grão (µm)
desejada (Rz)
(µm)
46
320
5,0 a 2,4
Sem limite
Desbaste
80
200
2,5 a 1,5
≥300
Acabamento
Rebolo
Convencional
Operação
(1% de Dw)
120
120
1,6 a 0,8
150 – 200
Retificação de
precisão
200
80
1,0 a 0,4
50 – 100
Retificação de
alta precisão
320
46
0,5 a 0,2
20
Retificação de
alta precisão
Fonte: Boettler (1978).
A dureza do rebolo e sua estrutura são determinadas pela liga, granulometria e
porosidade do rebolo, indicando o grau de coesão entre aglomerante e grão. A dureza ainda é
função de diversos fatores referentes à ancoragem do grão abrasivo no rebolo, tais como a
resistência mecânica ao desgaste e a quantidade de material aglomerante, definindo a estrutura
do rebolo (aberta ou fechada). Aglomerantes com maior resistência mecânica têm menor
tendência à ruptura quando recebem impactos nos grãos abrasivos.
Além disso, aglomerantes com maior resistência ao desgaste dificultam a remoção de
grãos abrasivos inteiros, pois não ocorre a diminuição da ancoragem dos grãos ao longo da
vida do rebolo. As duas situações mencionadas implicam maior dureza dos rebolos
(MALKIN, 2008).
1.1.6 Dressagem
Dressagem é a operação conjunta de perfilamento e afiação dos rebolos convencionais
na retificação (SENA, 2007; MARINESCU; TONSHOFF; INASKI, 1999). A dressagem do
13
rebolo visa restabelecer a capacidade de remoção de material da ferramenta, sua coaxialidade
e, em algumas operações, a forma da sua superfície.
Após um determinado tempo de operação, o processo de retificação gera um desgaste
das arestas de corte do grão abrasivo na formação do cavaco que não é uniforme. Esse
desgaste impossibilita que a retificação seja feita com bom rendimento e nesse instante a
dressagem do rebolo é necessária. O grão abrasivo possui várias arestas de corte. O desgaste
das arestas de corte do grão abrasivo e o preenchimento dos espaços vazios entre os grãos por
cavacos aumentam o atrito entre a peça e o rebolo de corte, comprometendo a rugosidade das
peças que estão sendo produzidas e gerando a necessidade de dressagem conforme Figura 7.
Figura 7 – Grão abrasivo com desgaste.
Fonte: www.wendtgroup.com.
A escolha do momento correto para se fazer uma dressagem é fundamental no
processo de retificação. Isso pode ser feito antes do fim da vida do rebolo, o que resultará em
um desperdício de abrasivo e, principalmente, em um aumento do tempo de processo devido
ao maior número de interrupções da operação para a dressagem. Por outro lado, uma
utilização do rebolo além da sua vida poderá acarretar em defeitos na peça retificada. Se isso
acontecer, haverá aumento significativo no custo das peças, pois, quando elas chegam a esse
estágio, possuem alto valor agregado (HASSUI, 2002).
A operação de dressagem gera dois efeitos (OLIVEIRA, 1988):
- macroefeito: a sua formação é função do formato do dressador, da profundidade de
penetração e do passo de dressagem. Este fenômeno determina a posição em que as arestas
14
dos grãos abrasivos estão localizadas na superfície do rebolo. No macroefeito, existe um
pequeno número de grãos ativos, que individualmente são responsáveis por remover grandes
quantidades de material (HASSUI; DINIZ, 2003).
- Microefeito: é formado pelo arrancamento de material dos grãos abrasivos
desgastados e fratura dos grãos que não se desgastaram por completo, onde novas arestas de
corte são geradas pelo dressador (DINIZ, 2004). A agressividade das novas arestas formadas
depende em grande escala da friabilidade do grão e das condições de dressagem. Na
dressagem fina com baixa profundidade de penetração e baixo avanço do dressador, ocorre a
remoção ou fratura de grãos pequenos, fato que propicia a formação de planos nas superfícies
de corte dos grãos, tornando-os, dessa forma, menos agressivos. Na dressagem grossa, com
altas taxas de penetração e avanço, grande parte dos grãos se quebra formando arestas maiores
e mais afiadas (OLIVEIRA; PURQUERIO, 1989).
Figura 8 – Esquema do processo de dressagem.
Fonte: adaptado de Bianchi (1990).
A vida dos rebolos é afetada pela temperatura de dressagem, pois alguns tipos de grãos
e ligantes são sensíveis a altas temperaturas (o diamante, por exemplo, começa a oxidar a 700
o
C) (LINKE; KLOCKE, 2010). O inevitável desgaste do diamante dressador em escala
microscópica leva a um aumento da rugosidade do rebolo e a uma irregularidade em sua
superfície após a dressagem.
15
1.1.7 Grau de Recobrimento do Rebolo
O grau de recobrimento “Ud” estabelece uma referência para o processo de dressagem.
Normalmente, o grau de recobrimento é determinado pela relação da largura do dressador
“bd” com o avanço de dressagem “fad” e indica a frequência com que os grãos abrasivos do
rebolo tocam a superfície do dressador em média. Quanto maior o grau de recobrimento,
menor será a agressividade do rebolo (KÖNIG; KLOCKE, 1997; MINKE, 1999).
A Figura 9 ilustra o mecanismo cinemático do processo de dressagem, no qual o
dressador desloca-se transversalmente ao rebolo, penetrando a uma profundidade de
dressagem “aed” e gerando uma largura de atuação de dressagem “bd”. Essa operação gera o
corte e a fratura dos grãos abrasivos pelo dressador, além de provocar o aparecimento de uma
“rosca” na superfície do rebolo.
Figura 9 – Mecanismo cinemático do processo de dressagem.
Fonte: Minke (1999).
O grau de recobrimento “Ud” para ferramentas de dressagem estática é determinado,
de acordo com Minke (1999), simplesmente pelo quociente da largura da ferramenta de
dressagem “bd” e pelo avanço axial “fad”, sendo:
ܷ݀ ൌ
௕ௗ
௙௔ௗ
(1)
16
O produto do avanço de dressagem “fad” por rotação do rebolo e a rotação “ns”
resultam na velocidade axial de dressagem “vfad”.
vfad = fad x ns
(2)
1.1.8 Retificação Centerless de Passagem
A configuração atual das retificadoras centerless surgiu em 1917 devido à demanda
por componentes de precisão em altos volumes para a produção de automóveis na segunda
década do século XX. Devido ao surgimento desse processo, as tolerâncias de diâmetro e
circularidade foram reduzidas em 75% e o tempo de produção foi reduzido em 90%. O
método de retificação centerless, além de tornar possível a produção em massa, permitiu
ainda a criação de peças de reposição intercambiáveis (HASHIMOTO et al., 2012).
Figura 10 – Primeira retificadora centerless construída por Heim – The Ball e
Roller Bearing Co. (1917).
Fonte: Hashimoto et al. (2012).
No processo de retificação centerless, as peças são usinadas sem que sejam presas,
sendo suportadas apenas pelo rebolo de corte, régua de apoio e rebolo de arraste conforme
mostrado na Figura 11.
17
Essa configuração permite uma forma simples e fácil de alimentação e retirada de
peças com mínima interrupção do processo, gerando alta flexibilidade, alta produtividade e
excelente tolerância dimensional das peças retificadas (GARITOANANDIA; FERNANDES;
ALBIZURI, 2008).
Rebolo de corte
Rebolo de arraste
Mancal do rebolo de corte
Mancal do rebolo de arraste
Peça
Fusos de esferas
Régua de apoio
Barramento
Mesa superior
Mesa inferior
Base
Figura 11 – Esquema de uma retificadora centerless.
Fonte: Garitoanandia et al. (2008).
Alguns fabricantes de retificadoras centerless de passagem evitavam o uso da mesa
inferior adicionando movimento ao mancal do rebolo de corte, mas essa configuração foi
abandonada devido à priorização da rigidez do conjunto que suporta o rebolo de corte.
Embora possua uma forma construtiva simples, a retificadora centerless de passagem
apresenta uma variedade de grandezas, geométricas e cinemáticas, que se inter-relacionam
para fornecer a ajustagem da máquina, conforme apresentadas na Figura 12.
18
Figura 12 – Grandezas elementares de uma retificadora centerless de passagem.
Fonte: König e Klocke (1997).
O vão de retificação é definido pela configuração entre os componentes: peça, rebolo
de corte, rebolo de arraste e régua de apoio conforme mostrado na Figura 13. A posição da
peça no vão de retificação é determinada pelo contato do rebolo de arraste, rebolo de corte e
régua de apoio. A ligação entre as linhas de centro dos rebolos define a linha de referência, a
qual define a altura entre centros, ou seja, altura do centro da peça em relação à linha de
referência, conforme Figura 13. Os pontos de tangência entre peça e rebolos formam o ângulo
de tangência “γ”, que governa a altura da peça “hw” em relação ao centro do rebolo de corte
(LINDENAU, 2006).
19
Figura 13 – Vão de retificação.
Fonte: Lindenau (2006).
Um dos parâmetros mais importantes na ajustagem de uma retificadora centerless é o
ângulo de tangência “γ”, pois influencia diretamente no erro de circularidade da peça.
1.1.8.1 Vantagens do Processo de Retificação Centerless de Passagem
O desenvolvimento de retificadoras centerless permite, com eficiência e economia, a
retificação de grandes lotes de peças com alto grau de precisão. Algumas das principais
vantagens (SLONIMSKI, 1956) estão listadas a seguir:
a) as peças permanecem rigidamente apoiadas durante todo o tempo de retificação, o
que possibilita elevadas velocidades de corte e altas taxas de remoção de material durante a
retificação;
b) não existem forças de corte no sentido axial da peça, possibilitando retificar peças
com pequenos diâmetros e sem provocar flexão;
c) por meio do baixo tempo para alimentação do equipamento, pode-se retificar
continuamente e em grandes quantidades;
d) por meio de modernos aparelhos para medição automática do diâmetro da peça e
correção da variação de medida, é possível operar uma quantidade maior de máquinas;
e) a possibilidade de erros durante a dressagem e compensação devido ao desgaste do
rebolo de corte é reduzida pela metade, pois o sobrematerial é medido em relação ao
diâmetro, e não ao raio.
20
1.1.8.2 Dressagem na Retificação Centerless de Passagem
A consistência da operação de dressagem é fundamental para o bom desempenho do
processo de retificação centerless. A geometria do rebolo de arraste, combinada com seus
parâmetros de inclinação em dois planos e rotação, suporta as condições de remoção de
material da peça pelo rebolo de corte e a velocidade de passagem das peças pelo vão de
retificação. A preparação do rebolo de corte está associada à correção de sua geometria,
renovação e afiação de seus grãos abrasivos e à limpeza de eventual empastamento do rebolo
provocado principalmente pelo acúmulo de cavaco entre os grãos.
Uma operação eficaz de dressagem tem o objetivo de conferir condições adequadas de
trabalho aos dois rebolos da retificação centerless e consome em alguns casos
aproximadamente 20% do tempo disponível do equipamento. As ferramentas de dressagem
mais utilizadas são divididas em dois tipos (MINKE, 1999):
a) ferramentas de dressagem estática;
b) ferramentas de dressagem rotativa.
Dentre as ferramentas de dressagem estática, as mais frequentemente utilizadas na
retificação centerless de passagem são as apresentadas na Figura 14.
Figura 14 – Dressadores estáticos.
Fonte: König e Klocke (1997).
Na retificação centerless de passagem, a geometria do rebolo de arraste é mais
facilmente conseguida com o uso de ferramentas de dressagem de ponta única. O dressador de
ponta única não é recomendado para o rebolo de corte do processo de retificação centerless
devido às suas grandes dimensões e nem para rebolos de CBN e rebolos diamantados, pois o
21
diamante único pode se desgastar rapidamente formando uma superfície plana em sua
superfície, o que reduz efetivamente a capacidade de correção dos erros do rebolo,
provocando aquecimento excessivo e possíveis danos térmicos ao aglomerante do rebolo
(DINIZ, 2004).
Os dressadores do tipo conglomerado são mais comumente utilizados para a
dressagem do rebolo de corte no processo centerless de passagem devido à maior largura de
dressagem e por consequência aos maiores avanços. Esses conglomerados apresentam várias
pontas de diamantes em sua extremidade que atuam simultaneamente causando um desgaste
regular dos cristais de diamante que ficam em contato com o rebolo.
As ligas metálicas que fixam os diamantes dependem da especificação do rebolo a ser
dressado. Recomenda-se o uso de liga de Tungstênio W para rebolo de corte Al2O3 e liga de
metal duro H para rebolo de corte SiC (MINKE, 1999).
Para a dressagem de um rebolo de corte de uma retificadora centerless de passagem
(RASCALHA, 2011), um incremento na profundidade de corte de um dressador
conglomerado gera um aumento da força de dressagem conforme mostram as Figuras 15, 16 e
17.
Figura 15 – Força de dressagem com profundidade de 0,042 mm.
Fonte: Rascalha (2011).
22
Figura 16 – Força de dressagem com profundidade de 0,084 mm.
Fonte: Rascalha (2011).
Figura 17 – Força de dressagem com profundidade de 0,126 mm.
Fonte: Rascalha (2011).
1.2 Emissão Acústica
1.2.1 Desenvolvimento
As primeiras aplicações em emissão acústica foram para detectar falhas estruturais em
materiais frágeis, com as primeiras observações em cerâmicas em 6500 a. C. Em 3700 a. C.,
na Ásia Menor, emissões audíveis em metais (estanho) foram observadas durante
deformações plásticas do material.
Na década de 1980, intensificaram-se os estudos da aplicação de emissão acústica no
monitoramento do processo de retificação.
23
O processo de monitoramento por emissão acústica tem grande potencial de aplicação
no meio industrial, pois é de baixo custo, alta sensibilidade, flexibilidade de montagem,
robustez e utiliza sensores de dimensões reduzidas, simples instalação e processamento de
sinal. Esses sistemas de monitoramento permitem a otimização dos processos de retificação e
dressagem, melhorando a produção e a qualidade, além de redução de custos da peça e dos
desperdícios (KLUFT, 1994).
O desenvolvimento de tais sistemas é realizado pelas seguintes razões:
a) o surgimento de novos e caros materiais para ferramentas que precisam ter sua
utilização otimizada;
b) o surgimento de materiais de difícil usinagem, cujo comportamento no processo
ainda é desconhecido;
c) as mudanças dos processos produtivos que estão tornando os lotes cada vez
menores, encarecendo a rejeição de peças;
d) a busca pela automação da manufatura.
A emissão acústica tem sido extensivamente utilizada no monitoramento do processo
de retificação por essas razões. A emissão acústica capta sinais de alta frequência; portanto,
livres dos ruídos advindos de fontes que não interessam especificamente ao monitoramento do
processo. Essas facilidades não são encontradas em sistemas de monitoramento que usam
força, vibração ou ultrassom, pois todos esses sistemas ou não têm a mesma sensibilidade e
precisão, ou sofrem influência de outros fatores que não os relacionados ao processo que se
pretende monitorar. A emissão acústica é um método bastante sensível e, portanto, adequado
ao monitoramento da retificação, que possui taxas de remoção de cavaco baixas se comparada
ao torneamento ou frezamento (DORNFELD; LIU, 1993).
As aplicações da emissão acústica na retificação são diversificadas (BALDO, 1994).
Dentre as principais, pode-se citar:
a) observação e controle de colisões por falta de programação ou falha de controle;
b) controle de posição inicial de retificação;
c) controle de dressagem;
d) determinação de valores de sobreavanço do rebolo para redução do tempo de
centelhamento;
e) determinação das condições de dressagem;
f) determinação do tempo de centelhamento;
g) sistema de eliminação do tempo de corte em vazio utilizando emissão acústica
(DORNFELD; CAI, 1984);
24
h) sistema de detecção da posição real do rebolo visando a diminuição da dispersão
dimensional da peça (GOMES, 2001).
1.2.2 Conceitos de Emissão Acústica
A liberação rápida de energia dentro de um material submetido a um estímulo externo,
relacionada a tensões elásticas devido ao rearranjo de sua estrutura, pode ser definida como
fonte de emissão acústica. Essas ondas causam deslocamentos na superfície que podem ser
captados por um sensor piezelétrico. A Figura 18 mostra a propagação esférica dessas ondas.
A propagação da onda de emissão acústica pode ser explicada utilizando uma analogia com a
propagação das ondas ultrassônicas (KRAUTKÄMER; KRAUTKÄMER, 1977).
Figura 18 – Características da emissão acústica.
Fonte: Soares e Oliveira (2002).
Durante a propagação dessas ondas, geradas inicialmente com comportamento
basicamente senoidal, alguns fenômenos produzem mudanças de fase, atenuação da amplitude
e repetição de ondas. O resultado é uma onda aleatória de difícil identificação (CISNEROS,
2006). Esses fenômenos podem ser relacionados a defeitos na estrutura do material, reflexões
e refrações devidas a mudanças no meio de propagação. O modelo da Figura 19 explica o
comportamento dos dois últimos fenômenos (SOARES; OLIVEIRA, 2002).
25
Figura 19 – Fenômenos de reflexão e refração das ondas de emissão acústica (L, onda
longitudinal; T, onda transversal; e S, onda superficial).
Fonte: Soares e Oliveira (2002).
O sensor piezelétrico, comumente utilizado para captação do sinal de emissão
acústica, é composto pelos componentes mostrados na Figura 20. Por meio do cristal
piezelétrico (ou das cerâmicas ferromagnéticas), as ondas acústicas são transformadas em
tensões elétricas em um conceito conhecido como diferença de potencial (VIEIRA, 2002). O
espectro de frequências tipicamente utilizado compreende o intervalo entre 30 KHz e dois
MHz (MILLER; Mc INTIRE, 1987).
Figura 20 – Sensor piezelétrico de emissão acústica.
Fonte: Miller e Mc Intire (1987).
26
As ondas geradas durante o processo são fortemente relacionadas ao desgaste da
ferramenta e geram propriedades aleatórias demonstradas pelos sinais de emissão acústica
contínua. As ondas de tensão se propagam através do material e podem ser detectadas por
sensores de emissão acústica (MILLER; Mc INTIRE, 1987).
Os sensores geram um sinal elétrico ao serem estimulados por uma onda acústica. A
maior parte dos sensores de emissão acústica funciona pelo princípio piezoelétrico, em que
determinados tipos de cristais que são atingidos por estímulos sofrem um grau de deformação,
polarizando-se e gerando uma diferença de potencial que produz um sinal elétrico.
König e Meyen (1990) indicam algumas características que os sensores de emissão
acústica devem ter para sua aplicação na indústria: alta resistência aos fluidos refrigerantes,
alta resistência às elevadas temperaturas de retificação, custo reduzido e facilidade de serem
manuseados. Aliada à necessidade de ser não-intrusiva, pequena parcela dos sensores
encontrados comercialmente pode ser utilizada no monitoramento com as necessidades já
citadas, restringindo-se a maioria dos sensores principalmente à aplicação em laboratórios de
pesquisa.
1.2.3 Tratamento dos Sinais de Emissão Acústica
Os sinais elétricos vindos dos sensores de emissão acústica são alternados e de alta
frequência, não sendo atraente sua análise direta, exatamente por não ser possível obter muitas
informações. Dessa forma, deve-se trabalhar com esses sinais de modo que eles possibilitem
uma análise de forma mais conveniente pela aplicação de alguns estágios, entre eles filtragem,
pré-amplificação, amplificação, conversão analógico-digital, retificação etc. A esse conjunto
de estágios dá-se o nome de condicioamento do sinal, cuja descrição sumária segue na Figura
21, no caso de uma montagem experimental típica de um sistema de retificação.
27
Figura 21 – Sistema de monitoramento de retificação via emissão acústica.
Fonte: adaptado de Beattie (1983).
A filtragem visa a eliminação dos ruídos em frequências específicas. Esses ruídos se
devem a sinais externos que não interessam ao objetivo do monitoramento. Na emissão
acústica, é conveniente filtrar os componentes de baixa frequência do sinal, pois trabalha-se
normalmente com sinais de alta frequência (BEATTIE, 1983).
Os sinais saem do sensor e, ao percorrerem um longo caminho até o amplificador, têm
grande perda de diferença de potencial. Assim, é usual se colocar um pré-amplificador de
ganho fixo perto do sensor (cuja frequência de resposta é da ordem de 20 KHz a dois MHz) e
um amplificador com ganho variável junto aos demais instrumentos de condicionamento do
sinal (BEATTIE, 1983).
A conversão RMS é o estágio que tem por finalidade converter o sinal original que sai
do amplificador em uma diferença de potencial direta. O nível do sinal elétrico é proporcional
à raiz quadrada do sinal em original e o cálculo do seu valor de RMS só é realizado se o sinal
for analisado no domínio do tempo. Assim, a retificação transforma o sinal alternado com
média zero (sem componente DC) em sinal contínuo com valor mínimo igual a zero. Os
intervalos de tempo usados no RMS são denominados constantes de tempo. Essa constante de
tempo deve ser menor ou igual ao menor período presente no sinal retificado no intuito de se
evitarem distorções no sinal. Os instrumentos utilizados para tal são os retificadores RMS (ou
voltímetros). Dada a dificuldade em se digitalizar os sinais de emissão acústica em tempo real
28
devido à alta frequência dos sinais, a retificação do sinal é um bom método para contornar
esse inconveniente (BEATTIE, 1983).
Um dos maiores desafios na aplicação de técnicas de emissão acústica é representado
pela análise e interpretação dos sinais emitidos devido ao modo randômico dos processos
gerados por emissão acústica (TETI; DORNFELD, 1989). O sucesso de qualquer estudo
baseado em emissão acústica para se obterem resultados depende largamente da completa
compreensão das análises de emissões acústicas realizadas. Para análise de sinais de emissão
acústica no domínio do tempo, existem muitas técnicas que podem ser empregadas, das quais
seguem algumas:
a) Diferença de potencial RMS: trata-se da raiz média quadrática dos sinais de
entrada, sendo uma média da energia dos sinais de emissão acústica. Quantitativamente, a
diferença de potencial RMS (BEATTIE, 1983) pode ser expressa por:
(3)
b) Total de picos: é uma técnica simples de contagem, em que a energia e a potência
dos sinais de emissão acústica podem ser correlacionados ao número total de picos, que é o
número de sinais que ultrapassam o nível preestabelecido de diferença de potencial ao qual
um contador foi estabelecido (BEATTIE, 1983).
c) Taxa do número total de picos: também é uma técnica de contagem, na qual se
obtém a taxa por meio da medição do número total de picos dividindo-se pela unidade de
tempo (BEATTIE, 1983).
d) Desvio Padrão: é uma medida de dispersão que serve para verificar a concentração
dos dados em torno de sua média dando uma ideia da variabilidade do conjunto de valores
(BUSSAB; MORETTIN, 2010). Sendo Xi os i valores e Xm sua média, tem-se que seu
desvio padrão (DP) é dado por:
(4)
e) Skew: o Skew de um sinal mede a simetria da função densidade de probabilidade em
torno da média. Um Skew negativo indica que a maior parte dos pontos encontra-se à
esquerda da média e um Skew positivo, o oposto. Uma distribuição será simétrica somente se
a média, a moda e a mediana forem iguais.
29
f) Kurtosis: o Kurtosis de um sinal é definido como uma relação do momento de
quarta ordem em relação à segunda ordem do sinal original. O Kurtosis é útil para identificar
transientes e picos em um sinal. O Kurtosis indica a deformação da função densidade de
probabilidade, em que um valor de Kurtosis alto mostra pequeno “achatamento” da função e
um baixo mostra um grande “achatamento” da função. O Kurtosis é muito conveniente,
portanto, para identificar eventos espontâneos dentro dos sinais originais (KANNATEYASIBU JR; DORNFELD, 1982).
g) Modo de emissão acústica: é um parâmetro derivado dos sinais de emissão acústica
gerados na zona de corte. Representa o componente DC do sinal de emissão acústica. O
quadrado do modo de emissão acústica é proporcional à energia dos sinais de emissão
acústica do tipo contínuo, os quais são gerados em zonas primárias, secundárias e terciárias de
corte (BLUM; DORNFELD, 1990).
A análise espectral é a técnica mais utilizada no domínio da frequência, onde a
densidade de potência espectral (PSD) é uma função que representa a distribuição de energia
sobre o domínio da frequência (EWINS, 1984). Em suma, na vibração de um corpo, há
geração de infinitas frequências diferentes, cada qual com sua própria amplitude. A PSD faz
com que se tenha uma ideia do valor dessa amplitude para cada faixa de frequência.
Ao projetar um sistema de monitoramento por emissão acústica na retificação, deve-se
considerar as propriedades específicas do sensor dentro das faixas de frequência selecionadas
para análise. O espectro de frequência do sensor de emissão acústica tem um efeito
importantíssimo no comportamento da frequência utilizada para o diagnóstico do
monitoramento. A faixa de frequência natural do sensor pode amortecer ou amplificar o sinal
tornando-o, portanto, o primeiro filtro do sinal detectado na cadeia de medição (VIEIRA,
2002).
A Figura 22 mostra o espectro original adquirido pelo sensor de emissão acústica. O
sinal acústico original é uma onda que possui componentes de banda estreita de frequência
amplamente distribuídos e que apresentam várias intensidades em diferentes bandas
(WEBSTER; DONG; LINDSAY, 1996).
30
Figura 22 – Espectro do sinal original de emissão acústica.
Fonte: adaptado de Webster et al. (1996).
A frequência que melhor representa o processo não é o sinal original de emissão
acústica, pois esses dados originais sofrem influência das características do sensor. Somente
após a filtragem do sinal e decomposição de intensidades de bandas diferentes é que se
consegue uma representação mais próxima do processo mediante a emissão acústica. Um
exemplo da alteração do sinal após a filtragem do sinal original de emissão acústica por meio
da sua média quadrática RMS é mostrado na Figura 23.
31
Figura 23 – Filtragem do sinal original de emissão acústica.
Fonte: adaptado de Webster et al. (1996).
1.2.4 A Emissão Acústica na Retificação
A Figura 24 apresenta as fontes de geração de emissão acústica na região de corte no
processo de retificação. Pode-se ver nessa Figura que todos os fenômenos diretamente ligados
ao processo, como a fratura do ligante e do abrasivo, as trincas do grão abrasivo, o atrito entre
o grão e a peça e a deformação elástica do material que está prestes a se transformar em
cavaco, geram emissão acústica. Esses fenômenos estão diretamente ligados ao desgaste do
rebolo, isto é, o desgaste influencia todos esses fenômenos e é influenciado por eles
(HUNDT; LEUENBERGER; REHSTEINER, 1994). Para a aplicação em retificação
centerless, devido à sua configuração, devem ser somadas as fontes de atrito provindas do
contato peça/régua suporte e peça/rebolo de arraste. A intensidade desses fenômenos é
diretamente proporcional ao sinal de emissão acústica mensurável (VIEIRA, 2002).
32
Figura 24 – Principais fontes de ondas elásticas na retificação.
Fonte: Hundt et al. (1994).
A emissão acústica no processo de retificação, apesar de captar sinais de alta
frequência, insensíveis a muitos ruídos externos ao processo, pode conter ainda ruídos
provenientes de contatos e deformações dos componentes da máquina (DORNFELD; LIU,
1993). Por esse motivo, o sensor de emissão acústica deve ser fixado o mais próximo possível
da região onde o sinal de interesse é gerado.
A emissão acústica necessita de um meio físico de propagação, sendo que na
retificação os mais utilizados são os componentes metálicos da máquina que estão em contato
com a região de corte, como o suporte da ferramenta de dressagem, a régua de apoio, o cubo e
o eixo do rebolo. O sensor pode ainda ser fixado no tubo de fluido de corte, utilizando este
como meio físico de propagação do sinal. Segundo Beattie (1983), o sinal de emissão acústica
sofre uma atenuação a cada interface que ultrapassa. Portanto, essas interfaces devem sempre
ser lubrificadas, aumetando-se a área real de contato e minimizando, com isso, essas
atenuações.
A seguir, serão apresentadas as aplicações da emissão acústica no processo de
retificação mais comumente encontradas na literatura, sendo que será enfatizada a retificação
periférica cilíndrica, pois esta é a mais aplicada na indústria de autopeças, enquanto a
retificação plana tangencial é utilizada quase que exclusivamente em ferramentarias.
33
1.2.4.1 Detecção de Contato Peça/Rebolo
A detecção de contato é realizada basicamente com duas finalidades: otimização do
ciclo de retificação, via diminuição do tempo que o rebolo permanece em contato com o ar em
avanço de trabalho (o sistema para esse fim é chamado gap-less), e detecção de colisões.
Como exemplo, a Figura 25 apresenta o início do ciclo de retificação cilíndrica de
mergulho num processo sem monitoramento dessa característica. As peças chegam à operação
de retificação com tolerâncias relativamente abertas denominadas “folgas flutuantes”, pois
estas variam de uma peça para outra. Em função dessas folgas flutuantes, o rebolo se
aproxima da peça em avanço rápido, mas interrompe esse avanço numa posição distante da
peça, deixando uma margem de segurança apropriada, a fim de evitar colisão. Uma vez
atingida a posição de segurança, o avanço comuta para velocidade de desbaste. Utilizando-se
esse procedimento, o rebolo entra em contato com a peça sempre tardiamente, com muito
tempo não-produtivo perdido com retificação em vazio (KLUFT, 1994).
Figura 25 – Ciclo de retificação cilíndrica de mergulho.
Fonte: adaptado de Kluft (1994).
O gap-less visa minimizar o tempo não-produtivo mencionado anteriormente,
conforme pode-se observar na Figura 26, por meio da utilização de uma velocidade de avanço
maior que a de desbaste (mas menor que o avanço rápido da máquina) entre as posições de
34
segurança e posição real de cada peça. Quando o rebolo realmente entra em contato com a
peça, a emissão acústica detecta esse contato e informa esse acontecimento ao comando da
máquina, que imediatamente comuta a velocidade de avanço do rebolo. Kluft (1994) utilizou
um limite pouco acima do nível de ruídos para definir esse contato. Felipe Junior (1996)
concluiu que, utilizando-se o gap-less, ocorre uma penetração do rebolo na peça com
velocidade de avanço maior que a de desbaste. Essa penetração apresenta uma relação direta
com a velocidade de aproximação e com o nível do sinal de emissão acústica estabelecido
para detectar esse contato (sensibilidade).
Figura 26 – Uso da detecção de contato para reduzir o tempo de retificação em vazio.
Fonte: Kluft (1994).
O dispositivo denominado anticolisão utiliza, em geral, uma tabela de decisão que leva
em consideração a velocidade de deslocamento do rebolo e o nível RMS de emissão acústica.
A presença de emissão acústica quando o rebolo estiver se deslocando em alta velocidade
indica que ocorreu uma colisão. O aparelho de monitoramento envia então um comando ao
CNC da máquina para recuar o rebolo a uma posição segura. Devido à alta sensibilidade da
emissão acústica, essa colisão não provoca maiores danos ao sistema máquina-ferramenta-
35
dispositivo de fixação-peça, minimizando-se os prejuízos, principalmente os relativos ao
custo de máquina parada. Felipe Junior (1996) implementou o sistema de detecção de colisão
por meio da emissão acústica e constatou que, avançando o rebolo em direção à peça com
velocidade G0 (avanço rápido), que é a máxima permitida pela máquina, o dano máximo
provocado na peça foi da ordem de 200 µm, detectado antes que a peça completasse uma
volta, e tal dano foi insuficiente para retirar a peça de sua fixação, o que indica que a emissão
acústica detectou a colisão com eficiência, ou seja, rapidamente.
1.2.4.2 O Centelhamento Acelerado
O sistema peça-rebolo-máquina sofre uma deformação elástica no início do ciclo de
retificação, deformação que depende da rigidez do sistema e que gera um atraso do avanço
real do rebolo em relação ao que foi especificado na máquina. Após esse atraso, o avanço real
iguala-se ao avanço específico e, no fim do ciclo, o rebolo precisa permanecer estacionado na
posição final para possibilitar a remoção do material que não foi retirado devido à deformação
elástica do conjunto máquina-peça, já que, uma vez cessado o avanço, este tende a recuperarse. Esse tempo de recuparação é denominado tempo de centelhamento e tem como
característica uma diminuição da taxa de remoção de cavaco a cada volta completada pela
peça, ocupando aproximadamente 30% do tempo de ciclo.
Malkin (2008) propõe um método para reduzir o tempo de centelhamento na
retificação cilíndrica de mergulho, denominado centelhamento acelerado. Esse método
consiste em ultrapassar a dimenssão especificada de um valor predeterminado com velocidade
de avanço idêntica à utilizada durante o corte e depois recuar à dimensão final da peça. Nessa
dimensão, o rebolo deve permanecer somente o tempo suficiente para uma remoção da peça,
o que reduz bastante o tempo de ciclo de retificação. A dificuldade de implantação dessa
técnica reside na determinação em tempo real do tempo de deformação elástica.
Baldo (1994) concluiu que a emissão acústica pode ser utilizada para determinação
desse tempo de deformação elástica e consequentemente auxiliar a implementação do
centelhamento acelerado.
O nível de RMS de emissão acústica possui boa relação com a profundidade de
usinagem, podendo, portanto, indicar o momento em que o centelhamento não está mais
removendo material e, nesse instante, finalizá-lo, o que evita que o rebolo permaneça na
36
posição de centelhamento por mais tempo que o necessário, o que é comum em processos
não-monitorados (OLIVEIRA et al., 1992).
1.2.4.3 O Estado de Afiação do Rebolo
Dornfeld e Cai (1984) analisaram a variação do RMS da emissão acústica com o
desgaste e empastamento do rebolo. Esses pesquisadores utilizaram uma retificadora plana e
monitoraram a emissão acústica (faixa de frequência entre 100 e 800 Khz), a força tangencial
de retificação e a posição do rebolo em tempo real, além de efetuarem uma medição da
quantidade de partículas incrustadas na superfície do rebolo. Esses autores concluíram que a
energia da emissão acústica aumenta com o empastamento do rebolo e com o aumento da
força tangencial de retificação.
Inasaki e Okamura (1985) mostraram que as frequências do sinal de emissão acústica
que apresentam valores de pico maiores, assim como o nível RMS da emissão acústica
aumentam com o aumento do desgaste do rebolo.
Tanto Dornfeld e Cai (1984) quanto Inasaki e Okamura (1985) mostraram que a
emissão acústica apresenta relação com o desgaste do rebolo, mas não mencionaram em seus
trabalhos a indição do fim de vida do rebolo, não citando nem mesmo se a vida do rebolo foi
esgotada em seus ensaios.
O momento de dressagem deve ser definido antes que ocorram danos térmicos à peça,
porém um mecanismo que detecte esses danos seria muito interessante para aumentar a
confiabilidade do sistema em relação à qualidade das peças. Com base nisso, Webster,
Marinescu e Bennet (1994) mostraram que a amplitude do sinal RMS de emissão acústica é
bem maior (da ordem de três vezes) quando ocorre a queima da peça, e Eda et al. (1985)
conseguiram detectar trincas decorrentes de condições excessivamente severas de retificação
utilizando um sinal de emissão acústica com sinal filtrado na faixa de frequência entre 600 e
800 KHz (filtro passa-banda).
1.2.4.4 Dressagem e Correção da Posição Diametral do Rebolo
Existem duas estratégias para reduzir o dispêndio de uma empresa com rebolos. A
primeira é aumentar o número de peças produzidas entre duas dressagens consecutivas e a
37
segunda é diminuir a quantidade de material removido em cada dressagem. Ambas as
estratégias, se automatizadas, podem reduzir também o tempo de dressagem, o tempo de
usinagem e o trabalho do operador (OLIVEIRA; DORNFELD, 1994).
Kluft (1994) propõe um sistema de monitoramento para garantir a qualidade da
dressagem, bem como reduzir o tempo gasto na mesma, esquematizado na Figura 27.
Figura 27 – Dressagem ótima com monitoramento do processo.
Fonte: adaptado de Kluft (1994).
Da Figura 27, pode-se observar que Kluft (1994) utiliza a detecção de contato do
rebolo, que é similar à detecção de contato da peça. Outra característica do sistema de
monitoramento desse autor é a detecção do momento em que o rebolo recuperou sua forma
original. Isso é feito com o auxílio da emissão acústica e janelas de tempo, ou seja, o sistema
de monitoramento é acionado logo após o rebolo entrar em contato com o dressador e
desativado pouco antes do término desse contato. Caso o sinal sofra uma queda abaixo de
limites especificados dentro da janela de tempo, o CNC ordena que um novo passe de
dressagem seja efetuado, pois a superfície do rebolo ainda possui falhas. Somente quando o
sinal de emissão acústica se mostrar constante dentro de determinados limites é que se
interrompe a dressagem, pois, nesse momento, o perfil do rebolo já está reestabelecido. Felipe
Junior (1996) otimizou ainda mais o tempo de dressagem baseado na estratégia de
monitoramento da dressagem idealizada por Kluft (1994), dividindo a dressagem em passes
38
de desbaste com velocidades e profundidades maiores e um passe de acabamento com
velocidade e profundidade menores, onde a agressividade desejada do rebolo é conseguida.
Oliveira e Dornfeld (1994) concluíram que a emissão acústica é eficiente na detecção
do contato entre rebolo e dressador, pois é bastante sensível e efetua essa detecção sem que o
rebolo seja danificado.
1.2.5 Monitoramento por meio de Emissão Acústica
O monitoramento da retificação cilíndrica com sensores fixados ao dispositivo de
contraponto permitiu a König e Meyen (1990) distinguirem as fases de desbaste, acabamento
e sparkout ou acabamento fino após a transformação em RMS do sinal de emissão acústica. O
resultado foi proposto como um modelo de monitoramento universal em tempo real capaz de
identificar as diferentes fases do processo com intensidades proporcionais às suas taxas de
remoção. Os sinais ainda foram usados para detectar vibrações chatter através do componente
dinâmico da emissão acústica.
D esb aste
0 ,8
Amplitude da E.A.
V
0 ,6
A ca bam en to
0 ,4
A cab am en to fin o
0 ,2
E n trad a
0
5
10
15
20
S
T em p o d e co rte
Figura 28 – Sinal de emissão acústica na retificação.
Fonte: König e Meyen (1990).
Blum, Dornfeld e Inasaki (1990) monitoraram a retificação cilíndrica e plana com o
objetivo de entender os sinais gerados pelo contato e o centelhamento do rebolo-peça. Foram
monitoradas diversas etapas do processo com rebolos afiados e não-afiados. Os autores
mostraram que o sinal de emissão acústica apresenta uma queda de nível a cada passe, o que
39
significa que a deformação da máquina está sendo eliminada. Quando o sinal se estabiliza, o
centelhamento está finalizado e não há mais remoção de material, apenas atrito dos grãos do
rebolo na peça.
König e Klumpen (1993) monitoraram a dressagem do robolo de corte na tentativa de
estabelecer um limite abaixo do qual o sinal RMS de emissão acústica provocasse a emissão
de um sinal de alerta. Entretanto, como esse modelo dependia de um sinal constante de EA,
fez-se necessário dividir o perfil do rebolo em elementos geométricos com limites individuais
em casos de rebolos perfilados como explica a Figura 29. Do contrário, esse método só pode
ser utilizado em dressagens de rebolos de perfil reto.
Geometria do rebolo
Rebolo reto
Rebolo perfilado
Alerta
EA - URMS
EA - URMS
EA
Tempo de dressagem td
Alerta
Tempo de dressagem td
Figura 29 – Sinais acústicos de dressagem para rebolo reto e perfilado.
Fonte: König e Klumpen (1993).
O modelo proposto por Vieira (2002) foi criado para fornecer, entre outras respostas,
um diagnóstico de toda a superfície do rebolo, em forma de um mapa acústico, durante a
operação de dressagem no processo de retificação centerless de mergulho. A metodologia
incluiu o uso de um sensor indutivo de proximidade para disparar um gatilho de início e fim
da aquisição do sinal de emissão acústica a cada rotação do rebolo durante a dressagem. A
concepção básica do sistema é mostrada na Figura 30.
40
Figura 30 – Concepção básica do sistema de mapeamento.
Fonte: Vieira (2002).
Esses sinais foram interrompidos em intervalos de tempo reduzidos, da ordem de
milissegundos, devido à alta velocidade de rotação do rebolo de corte. Os sinais foram
posicionados no gráfico em três dimensões de forma a mostrar a condição final da superfície
do rebolo após cada passe de dressagem. A Figura 31 mostra a forma de construção do sinal
RMS em cada revolução do rebolo.
41
Vs
Grinding Wheel
Abrasive Grains
RMS unit
AE Sensor
Time
Wheel Axis direction
AE Amplitude
Diamond Tool
Perimetral direction
3D Picture
Figura 31 – Procedimento de construção do mapa do rebolo no processo de
dressagem.
Fonte: Vieira (2002).
O modelo mostrou-se bastante eficaz no diagnóstico da condição da superfície do
rebolo por meio da uniformidade do sinal de emissão acústica RMS ao longo da dressagem.
As causas dessa irregularidade, porém, devem ser investigadas, pois podem, por exemplo, ser
ocasionadas por problemas na variabilidade dimensional ou estrutural das peças retificadas ou
deformação na estrutura da máquina (GOMES, 2001). As Figuras 32, 33 e 34 mostram três
passes duplos de dressagem (movimentos de ida e volta do dressador) em um rebolo
propositalmente danificado. Os gráficos mostraram uma melhoria gradual da uniformidade da
dressagem eliminando o risco de reinício da operação de retificação em condições
inadequadas ou de passes excessivos de dressagem que exigiriam maior tempo de interrupção
da produção e maior consumo do rebolo de corte.
42
Dressagem
de volta
Dressagem
de ida
Figura 32 – 1º passe de dressagem, realizado para a correção da superfície do rebolo.
Fonte: Vieira (2002).
Figura 33 – 2º passe de dressagem, realizado para correção da superfície do rebolo.
Fonte: Vieira (2002).
43
Figura 34 – Último passe de dressagem, realizado para correção da superfície do
rebolo.
Fonte: Vieira (2002).
44
45
2 MATERIAIS E MÉTODOS
Os experimentos foram realizados em uma indústria de autopeças de alto volume de
produção. O primeiro objetivo foi determinar as melhores condições de dressagem. O objetivo
seguinte foi analisar os sinais de emissão acústica para essa condição e compará-los aos sinais
das demais condições de dressagem estudadas. A última análise objetivou determinar se é
possível estipular limites para os sinais de emissão acústica de forma a garantir que cada
operação de dressagem seja feita nas melhores condições antes do reinício do processo
produtivo.
2.1 Equipamentos Utilizados
Os ensaios foram conduzidos em uma retificadora centerless de passagem do
fabricante Cincinnati modelo Twin Grip 350-20, em operação de acabamento, conforme
Figura 35. Esse equipamento faz parte de uma célula de tratamento térmico e retificação,
composta por uma têmpera por indução, que gera uma camada endurecida na peça, uma
endireitadeira de dois rolos, que corrige o empenamento causado pelas tensões superficiais da
têmpera e uma primeira retificadora centerless similar a esta da Figura 35, que retira uma
camada superficial de material da peça em operação de desbaste.
Figura 35 – Retificadora centerless de passagem utilizada marca Cincinnati
modelo Twin Grip 350-20.
Fonte: autoria própria.
46
Foram utilizados um sensor de emissão acústica de alta precisão e um módulo de
aquisição do sinal da marca Sensis modelo DM42 conforme Figura 36.
Figura 36 – Módulo de aquisição de sinal EA Sensis DM42 utilizado.
Fonte: IFET (cedida pelo prof. Jalon Vieira).
O sensor de emissão acústica foi fixado ao suporte do dressador do rebolo de corte por
meio de um parafuso para aquisição dos sinais conforme Figura 37.
Figura 37 – Sensor de emissão acústica parafusado ao suporte do dressador.
Fonte: autoria própria.
Um esquema com os principais componentes do processo de retificação centerless
estudado é mostrado na Figura 38. Uma fila de peças passa pelo vão de retificação onde seu
movimento axial e giratório é suportado pela régua de apoio e pelo contato com os rebolos de
arraste e de corte.
47
Figura 38 – Configuração do processo onde foram feitos os experimentos.
Fonte: autoria própria.
Foi utilizado um rebolo de corte de fabricação Saint Goban, marca Norton, com
abrasivos de Óxido de Alumínio, granulação 220 (escala Mesh), 600 mm de diâmetro inicial e
500 mm de comprimento conforme Figura 39.
Figura 39 – Rebolo de corte Norton utilizado nos experimentos.
Fonte: autoria própria.
Os corpos de prova foram peças cilíndricas de 12,4 mm de diâmetro e 371 mm de
comprimento em aço com C=0,45%, Mn=0,50%, Si=0,15%, P=0,045% máximo e S=0,045%
máximo. Esses corpos de prova foram previamente trefilados, temperados superficialmente
com dureza de 73 HRA a uma profundidade de 0,75 mm, endireitados para corrigir
48
empenamento causado pela têmpera e retificados em uma retificadora centerless de desbaste
com rebolo ART A80 do mesmo fabricante. Foi utilizado um rugosímetro digital MAHR
PERTHOMETER modelo M2 WERK com cut off de 5,6 mm para a medição da rugosidade
dos corpos de prova e um equipamento de medição tridimensional ZEISS CONTURA G32
para medição de sua circularidade e cilindricidade.
2.2 Ensaios Experimentais
Primeiro, foram discutidas as condições gerais do processo e analisado o histórico dos
controles de rugosidade para determinação de condições ideais de retificação do ponto de
vista dessa variável de saída. Depois de checados os principais parâmetros, levando-se em
consideração a experiência dos operadores e engenheiros de processo, foram atingidas as
melhores condições possíveis para início dos experimentos.
Para determinação dos ensaios necessários, foram estudados os principais parâmetros
de dressagem a serem variados para determinação estatística das melhores condições para
essa operação. Foi planejado um projeto de experimentos (DOE) em nove condições de
dressagem variando a profundidade e a velocidade de avanço do dressador conforme a Tabela
2.
Rascalha (2011) testou a influência da profundidade de corte e velocidade de avanço
do dressador, mas combinaram com uma terceira variável de entrada, a rotação do rebolo de
arraste, para determinar sua influência na rugosidade e circularidade das peças usinadas.
Neste trabalho, estão sendo testadas apenas as variáveis relacionadas diretamente à dressagem
com o principal objetivo de verificar as diferenças nos sinais de emissãoa cústica e a
viabilidade da determinação de limites para esses sinais como forma de monitoramento da
dressagem.
49
Tabela 2 – Planejamento de experimentos.
1
1
Produndidade de
Dressagem (mm)
0,06
9
2
0,06
99
7
3
0,06
129
2
4
0,09
69
4
5
0,09
99
3
6
0,09
129
5
7
0,14
69
6
8
0,14
99
8
9
0,14
129
Ordem dos Ensaios
Ensaios
Velocidade de
Dressagem (mm/min)
69
Para cada uma dessas condições, foi feita uma dressagem com medição do sinal de
emissão acústica e, em seguida, foram retificados e descartados 15 corpos de prova para que o
processo se estabilizasse e o diâmetro acabado das peças fosse corrigido. Sem interrupção da
fila de peças retificadas, foram considerados os cinco próximos corpos de prova de cada
ensaio para medição da rugosidade, circularidade e cilindricidade.
Para cada operação de dressagem, o carro dressador foi recuado inicialmente para
antes da face de entrada do rebolo de corte em velocidade rápida com profundidade zero de
dressagem e, em seguida, foram iniciadas a dressagem e a aquisição do sinal de forma que o
dressador ficasse avançado (após a face de saída do rebolo de corte) durante a retificação dos
corpos de prova. Esse procedimento foi feito para evitar falhas durante esse recuo do
dressador (sparkout) devido a folgas ou qualquer outro fator que provocasse o contato do
dressador com o rebolo após a conclusão da dressagem.
Um único passe de dressagem foi efetuado em cada ensaio, já que o tempo de
dressagem é considerado muito alto devido ao comprimento elevado do rebolo e, portanto, é
muito comum a execução de passe único nessa configuração do processo. Além disso, ficou
evidenciado que as profundidades de dressagem ensaiadas são suficientes para a completa
remoção de cavacos ou outras partículas impregnadas na superfície do rebolo, além de
provocar a remoção ou quebra dos grãos em níveis suficientes para recuperar a uniformidade
e poder de corte do rebolo. Exceções são esperadas quando houver danos anormais na
superfície de trabalho do rebolo, como nos casos de batidas causadas pela sobreposição de
50
peças no vão de retificação, ou imperfeições do rebolo que causem arrancamento de partes da
sua superfície.
2.3 Processamento dos Sinais de emissão acústica
A aquisição de sinais de emissão acústica baseou-se em um sensor piezelétrico em
uma unidade de processamento do sinal modelo Sensis DM-42, com uma taxa de aquisição de
5000 amostras por segundo, e uma placa de aquisição da National Instruments, modelo PCI6210E com dois canais analógicos de entrada e frequência de amostragem de 2,5 MHz. Para
evitar a variação de tensão e reduzir os ruídos, foi utilizado um filtro anti-aliasing acoplado a
todo sistema. A interface LABVIEW/Matlab foi empregada para o monitoramento e
interpretação dos sinais. A decomposição através do filtro da Wavelet permitiu a suavização
dos dados originais.
Figura 40 – Equipamentos utilizados para a aquisição do sinal de emissão acústica.
Fonte: autoria própria.
51
3 RESULTADOS E DISCUSSÕES
Serão apresentados os resultados obtidos pela aquisição do sinal de emissão acústica
durante a dressagem e pelo tratamento dado a esses sinais nos diferentes ensaios. Serão
determinados estatisticamente os melhores parâmetros de profundidade de dressagem e
velocidade de avanço do dressador para esse processo, considerando-se as condições em que
foram realizados os ensaios. Será estudada ainda a influência de cada um desses parâmetros
na rugosidade das peças produzidas, principal variável de saída do processo.
3.1 Análise dos Parâmetros de Dressagem
Inicialmente, foram analisados os resultados de circularidade e cilindricidade. Uma
análise estatística de normalidade dessas variáveis de saída foi feita usando-se o software
MiniTab e os resultados são mostrados nas Figuras 41 e 42.
Figura 41 – Teste de normalidade para a circularidade (mm) como variável de saída.
Fonte: software MiniTab.
52
Figura 42 – Teste de normalidade para a cilindricidade (mm) como variável de saída.
Fonte: software MiniTab.
Os resultados mostraram Pvalue = 0,039 para circularidade e Pvalue = 0,042 para
cilindricidade; portanto, ambos menores que 0,05. Por esse motivo, podemos considerar que
os valores de circularidade e cilindricidade não têm comportamento normal nas condições
ensaiadas.
A análise seguinte diz respeito aos melhores parâmetros de dressagem. As medições
de rugosidade foram feitas em três regiões de cada corpo de prova: no centro e em cada uma
das extremidades da sua superfície. Após cada um dos nove experimentos de dressagem com
diferentes parâmetros definidos na Tabela 2 da última seção, foram medidas cinco réplicas.
As médias dessas rugosidades foram relacionadas a cada uma das condições de dressagem
testadas. Primeiramente, foi feita uma análise da normalidade desses resultados conforme
mostrado na Figura 43.
53
99
Mean
0,9524
StDev
0,1294
N
45
AD
0,237
P-Value 0,774
95
90
Porcentagem
80
70
60
50
40
30
20
10
5
1
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
µm Rz
Figura 43 – Teste de normalidade para a rugosidade (µ
µm Rz) como variável de saída.
Fonte: software MiniTab.
Os resultados mostraram um valor de Pvalue = 0,774, maior que 0,05; portanto,
podemos considerar que os valores de rugosidade têm comportamento normal.
Diante dos resultados observados, podemos afirmar com 95% de confiança que os
parâmetros de profundidade de dressagem e velocidade de avanço do dressador têm
significância sobre os resultados de rugosidade. A média de rugosidade Rz obtida nos 45
corpos de prova foi de 0,9524 µm e o desvio padrão foi de 0,1294 µm.
Em seguida, foi feita uma análise de ANOVA, conforme Tabela 3, e o resultado
mostrou R2 = 81,72%, ou seja, existe boa proporção da variabilidade dos parâmetros nas
observações da rugosidade. Os valores calculados de Pvalue foram de 0,015 para a velocidade
de dressagem, 0,225 para a profundidade e 0,12 para a interação entre as duas, o que mostra
somente o primeiro parâmetro como significativo para a rugosidade dos corpos de prova, ou
seja, menor que 0,05.
54
Tabela 3 – Estudo de ANOVA para rugosidade em função da profundidade e
velocidade de dressagem.
Grau de
Liberdade
2
Fonte de variação
Velocidade de dressagem
Profundidade de dressagem
Profundidade*Velocidade de
dressagem
Erro
Soma dos Quadrados
Quadrados
Médios
0,12295
0,06148
Fcalc
P–Valor
4,71
0,015
2
0,04059
0,0203
1,56
0,225
4
0,10289
0,02572
1,97
0,120
0,4698
0,01305
36
2
R = 81,72%
Em seguida, foi feito um delineamento de experimentos para entender a influência de
cada variável de entrada no comportamento da rugosidade das peças retificadas. A Figura 44
mostra a velocidade de dressagem como uma variável preditora mais influente que a
profundidade de dressagem na rugosidade Rz.
Velocidade [mm/min]
1,04
Profundidade [mm]
Média para Rz
1,02
1,00
0,98
0,96
0,94
0,92
0,90
69
99
129
0,06
0,09
0,14
Figura 44 – Influência da velocidade e da profundidade de dressagem na rugosidade.
Fonte: software MiniTab.
Nesta análise, deve-se considerar que a profundidade de dressagem não pode ser
reduzida em excesso, pois é preciso garantir que as partículas indesejáveis, impregnadas na
superfície do rebolo, sejam removidas. Outro aspecto importante é a remoção excessiva de
material do rebolo que pode levar a um aumento no seu consumo. Estudos anteriores em
55
condições similares (RASCALHA et al., 2012) mostraram que, apesar de a remoção de
material do rebolo ser maior em alguns casos, seu consumo não é afetado pelo aumento da
profundidade de dressagem, pois essa condição aumenta o intervalo de tempo até que se faça
necessária uma nova dressagem.
A conclusão daquele trabalho foi que a irregularidade da superfície do rebolo é melhor
corrigida com profundidades maiores de dressagem e, portanto, acontece um aumento na
duração das características do processo após cada dressagem. A Figura 45 mostra o
comportamento da rugosidade em função da interação entre velocidade e profundidade de
dressagem.
1,05
Velocidade
[mm/min]
69
99
129
Média Rz
1,00
0,95
0,90
0,85
0,80
0,06
0,09
0,14
Profundidade [mm]
Figura 45 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem na
rugosidade (µ
µm Rz).
Fonte: software MiniTab.
Somente na menor velocidade de avanço testada (69 mm/min), o aumento da
profundidade de dressagem provoca um aumento aproximadamente linear na rugosidade das
peças. Deve-se considerar, entretanto, que essa velocidade é indesejada, pois aumenta o
tempo de interrupção do processo a cada dressagem. A velocidade de avanço de 99 mm/min
mostrou melhor resultado de rugosidade quando combinada com a profundidade
56
intermediária, o que sugere uma melhor condição de parâmetros se considerarmos o tempo de
interrupção da produção 33% menor a cada dressagem.
A maior velocidade de avanço de 129 mm/min mostrou os valores mais elevados de
rugosidade independentemente da profundidade de dressagem utilizada. Considerando a
largura do dressador conglomerado bd = 10 mm e seu avanço por rotação do rebolo como 129
mm/min / 900 rpm, ou seja, fad = 0,1433, o grau de recobrimento do rebolo foi de:
௕ௗ
ܷ݀ ൌ ௙௔ௗ = 70
Esse valor do grau de recobrimento, ainda que aparentemente elevado se comparado a
processos com dressadores de ponta única, não pareceu suficiente para homogeneizar a
superfície de corte do rebolo ou para causar a quebra dos grãos abrasivos na proporção
desejada. Os resultados sugerem que a condição de dressagem ideal para atingimento de
valores de rugosidade mais reduzidos é quando Ud ≥ 90, pois para as duas velocidades de
avanço restantes os valores são de aproximadamente 91 e 130, respectivamente. Os melhores
resultados de rugosidade foram conseguidos combinando a menor velocidade de avanço de 69
mm/min com a menor profundidade de dressagem de 0,06 mm.
3.2 Análise dos Resultados dos Sinais de Emissão Acústica
Uma vez concluídas as análises sobre os parâmetros mais indicados para a dressagem
do rebolo de corte, concentrou-se no entendimento dos sinais de emissão acústica gerados
durante cada operação de dressagem. A primeira análise estatística realizada foi a análise da
normalidade dos resultados de emissão acústica máximo conseguidos com diferentes
parâmetros de dressagem. A Figura 46 mostra o gráfico deste estudo.
57
99
Mean
0,7733
StDev
0,3114
N
9
AD
0,393
P-Value 0,296
95
90
Porcentagem
80
70
60
50
40
30
20
10
5
1
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
EA Máx
[RMS]
EA
Figura 46 – Estudo de normalidade do sinal de emissão acústica para diferentes
parâmetros de dressagem.
Fonte: software MiniTab.
Este estudo mostra um valor de Pvalor = 0,296, maior que 0,05; portanto, podemos
considerar que os resultados têm comportamento normal. Diante dos resultados observados,
podemos afirmar com 95% de confiança que os parâmetros de profundidade de corte e
velocidade de avanço da ferramenta diamantada têm significância sobre os resultados do sinal
de emissão acústica.
A média dos valores de EA medidos em cada um dos nove ensaios foi de 0,7733 RMS
e o desvio padrão foi de 0,3114 RMS. Em cada teste, foram salvos os dados do sinal original
de emissão acústica e seu valor filtrado (RMS) segundo o conceito de valor eficaz. Em
reguida, foi feita uma análise de ANOVA, conforme Tabela 4, e os valores calculados de
Pvalor foram de 0,73 para a velocidade de dressagem, 0,02 para a profundidade e 0,23 para a
interação entre as duas, o que mostra somente a profundidade de dressagem como
significativa para o sinal de EA, ou seja, menor que 0,05.
58
Tabela 4 – Estudo de ANOVA para EARMS máximo em função da profundidade e
velocidade de dressagem.
Grau de
Liberdade
2
Soma dos
Quadrados
0,0182
Quadrados
Médios
0,0091
Profundidade de dressagem
2
0,6506
0,3253
0,02
Profundidade x Velocidade
4
0,1068
0,0267
0,23
Erro
4
0,1086
0,0267
Fonte de variação
Velocidade de dressagem
P – Valor
0,73
Em seguida, foi feito um segundo DOE para entender a influência de cada variável de
entrada no comportamento do sinal de emissão acústica. A Figura 47 mostra a profundidade
de dressagem como uma variável de entrada mais influente que a velocidade de dressagem no
sinal de EA.
Velocidade [mm/min]
Profundidade [mm]
1,0
Média do EA Máx
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
69
99
129
0,06
0,09
0,14
Figura 47 – Influência da velocidade (mm/min) e profundidade de dressagem (mm) no
sinal de EA.
Fonte: software MiniTab.
Esses resultados mostram que a velocidade de dressagem, apesar de significativamente
influente nos resultados de rugosidade, não tem influência significativa sobre o sinal de EA
captado, enquanto que um aumento na profundidade de dressagem leva a um considerável
aumento no valor máximo do sinal de EARMS. Segundo Malkin (2008), o desgaste por atrito, a
59
fratura do grão e a fratura do ligante são os três principais tipos de mecanismos de desgaste do
rebolo e principalmente os últimos dois podem ser observados durante a dressagem.
Karpuschewiski (2001) definiu como fontes principais da liberação rápida de energia dentro
de um material submetido a um estímulo externo, ou seja, fontes de emissão acústica
relacionadas à dressagem, o impacto elástico, a fratura do grão, a fratura do ligante e a
indução térmica de mudanças estruturais.
Todas as fontes de emissão acústica citadas no parágrafo anterior parecem estar mais
relacionadas à profundidade de dressagem do que à velocidade de avanço do dressador, o que
explica o comportamento estatístico dos resultados medidos durante os ensaios. A Figura 48
mostra o comportamento do sinal em função da profundidade de dressagem e velocidade de
avanço da ferramenta.
Média sinal de Emissão Acústica
1,2
Velocidade
[mm/min]
69
99
129
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,06
0,09
0,14
Profundidade [mm]
Figura 48 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem no sinal de
emissão acústica (RMS).
Fonte: software MiniTab.
O gráfico mostra uma considerável variação no nível do sinal com o aumento da
profundidade de dressagem. Para as velocidades de avanço 69 e 129 mm/min, o
comportamento é quase linear, o que torna plausível a explicação dos parágrafos anteriores
baseada na revisão bibliográfica. Além disso, as duas curvas são quase sobrepostas, o que
60
mostra nitidamente a baixa influência da velocidade de dressagem na intensidade do sinal. Já
para a velocidade de 99 mm/min, o ponto intermediário, correspondente à profundidade de
0,09 mm, mostra uma provável causa especial. A Figura 49 mostra a correlação entre a
rugosidade (Rz) e a amplitude do sinal de emissão acústica. Por meio do método de regressão
linear, foi determinada uma equação relacionando essas duas variáveis de saída.
EA = 0,15 + 0,65 * Rugosidade
(5)
EA (RMS)
Rugosidade (µm Rz)
Figura 49 – Correlação entre rugosidade (µ
µm Rz) e sinal de emissão acústica (RMS).
Fonte: software Matlab.
A diferença no comportamento das duas variáveis de saída se explica pela diferença
entre a significância da influência das variáveis de entrada em cada uma, especialmente a
profundidade e velocidade de dressagem, conforme explicado anteriormente.
A próxima análise será feita sobre o comportamento do sinal ao longo da dressagem
do rebolo. Para melhor entendimento das diferenças entre o sinal original e o sinal filtrado, as
Figuras 50 e 51 mostram o sinal captado durante o mesmo ensaio nas duas configurações para
efeito de comparação.
61
Figura 50 – Sinal original de EA para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,06 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Figura 51 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem de 0,06 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Tanto o sinal original quanto o filtrado da emissão acústica mostram muito bem a
uniformidade da retirada de material do rebolo pela ferramenta de dressagem e parece
perfeitamente possível a determinação de limites aceitáveis para esse sinal com o objetivo de
62
liberar o processo para produção com boa segurança sobre as condições da superfície do
rebolo de corte.
Contudo, uma análise mais abrangente dos sinais, em condições diferentes de
parâmetros de dressagem, mostra uma oscilação ao final da extensão do rebolo como mostram
as Figuras 52, 53 e 54.
Figura 52 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,09 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Figura 53 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 99
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
63
Figura 54 - Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 129
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Essa constatação exigiu uma investigação sobre as causas desse desgaste irregular do
rebolo e foi observado que, quando cada peça é finalizada e sai do vão de retificação, sua
relação entre o diâmetro de 12,4 mm e o comprimento de 371 mm resulta em uma
possibilidade de vibração capaz de provocar quebra e arrancamento de grãos abrasivos do
rebolo nessa região. Esse problema pode ser evitado ajustando as guias de saída das peças do
vão de retificação.
Outra possível causa para o comportamento do rebolo de corte é a forma com que o
rebolo de arraste é dressado e inclinado em relação a ele (ângulo de rotação do rebolo de
arraste δr mostrado na Figura 12). Segundo König e Klocke (1997), a linha de contato da peça
com o rebolo de arraste não deve ser paralela à linha de contato entre a peça e o rebolo de
corte. Essa inclinação da linha de contato é essencial para dividir o esforço de usinagem ao
longo do rebolo de corte. Se houver excesso nessa inclinação, a usinagem da peça se iniciará
com baixa remoção de material e, ao final do vão de retificação, os esforços terão que ser
muito grandes para atingir a taxa desejada de remoção de material da peça. Essa condição
tende a causar um desgaste muito grande do final do rebolo de corte, o que pode levar ao
comportamento observado pelos sinais de emissão acústica captados durante a dressagem
conforme apresentado anteriormente nas Figuras 52, 53 e 54.
64
65
CONCLUSÕES
Com base nas análises estatísticas, nas observações e no estudo das referências
bibliográficas, pode-se concluir que:
para a menor velocidade de avanço da ferramenta de dressagem (66 mm/min), ou
seja, maior grau de recobrimento, a menor profundidade de dressagem (0,06 mm) gera a
menor rugosidade das peças retificadas. Entretanto, essa condição deve ser avaliada do ponto
de vista de dispêndio de tempo com interrupção do processo para dressagem do rebolo de
corte. Essa preocupação deve ser reforçada quando as condições do processo causarem um
desgaste irregular do rebolo, já que neste caso deve ser feita uma primeira dressagem com
profundidade e velocidade maiores para correção da cilindricidade do rebolo.
O sinal de emissão acústica pode facilmente ser utilizado para monitorar a operação
de dressagem do rebolo de corte tanto em sua configuração de sinal original quanto no
formato filtrado (RMS). Esse monitoramento pode fornecer um diagnóstico tanto dos
parâmetros de velocidade e profundidade de dressagem quanto das condições de desgaste do
rebolo ao longo de todo o seu comprimento.
A usinagem de peças de grandes comprimentos e pequenos diâmetros exige atenção
especial tanto na entrada quanto, em especial, na saída dessas peças do vão de retificação. Se
o ajuste das guias fixas, posicionadas na entrada e saída do vão de retificação, não for mantido
em condições adequadas, a vibração das peças pode causar desgaste irregular do rebolo de
corte e danos à superfície retificada. Essa irregularidade do rebolo, contudo, pode ser
detectada pelo monitoramento da dressagem por emissão acústica.
O ângulo de rotação do rebolo de arraste δr (mostrado na Figura 12) deve ser
regulado de forma a proporcionar condições equilibradas de desbaste, acabamento e
centelhamento ao longo do comprimento do rebolo. Se houver excesso nessa inclinação, pode
haver desgaste irregular do rebolo de corte e redução do intervalo de tempo entre dressagens.
Essa irregularidade do rebolo, contudo, pode ser detectada por meio do monitoramento da
dressagem por emissão acústica de forma a aumentar as chances de definição das causas e de
ação corretiva eficaz sobre o processo.
66
67
SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS
Estudar as vantagens e desvantagens de dressagem do rebolo de corte em dois
passes, em que o primeiro corrija a cilindricidade do rebolo e o segundo gere as condições de
homogeneidade e exposição das arestas de corte dos grãos abrasivos.
Variar o ângulo de rotação do rebolo de arraste δr (mostrado na Figura 12) para
definir a melhor configuração desse parâmetro, medindo a rugosidade das peças retificadas e
o sinal de emissão acústica durante a dressagem do rebolo de corte. Essa última medição pode
mostrar qual região do rebolo de corte sofre mais desgaste em cada condição de inclinação.
Aumentar a rotação do rebolo de corte durante a dressagem para reduzir tempo de
interrupção da usinagem e estudar como resposta a rugosidade das peças e o desgaste da
ferramenta de dressagem.
68
69
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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Everaldo Araujo Dias
Monitoramento da dressagem no processo de retificação
centerless utilizando emissão acústica
São João del-Rei, março de 2013
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Everaldo Araujo Dias
Monitoramento da dressagem no processo de retificação
centerless utilizando emissão acústica
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-graduação em
Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João
del-Rei como requisito para a obtenção do título de Mestre
em Engenharia Mecânica
Área de Concentração: Materiais e Processos de
Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão
São João del-Rei, março de 2013
Ficha catalográfica elaborada pelo Setor de Processamento Técnico da Divisão de Biblioteca da UFSJ
Dias, Everaldo Araújo
D541m
Monitoramento da dressagem no processo de retificação centerless utilizando emissão
acústica[manuscrito] / Everaldo Araújo Dias . – 2013.
67f . ; il.
Orientador: Lincoln Cardoso Brandão
Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de São João del-Rei. Departamento de Engenharia
Mecânica .
Referências: f. 69-72.
1. Acústica – emissão – Teses. 2. Retificação centerless - Teses. I. Brandão, Lincoln
Cardoso(orientador) II. Universidade Federal de São João Del- Rei. Departamento de Engenharia
Mecânica. III. Título
CDU: 534
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
Monitoramento da dressagem no processo de retificação
centerless utilizando emissão acústica
Autor: Everaldo Araujo Dias
Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão
A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação:
São João del-Rei, 18 de março de 2013
Dedico este trabalho ao meu pai Jose Luiz Dias (in memorian) e ao meu filho Bruno Leal
Dias, a quem espero poder inspirar para que desenvolva seu grande potencial.
Agradecimentos
Agradeço ao meu filho Bruno Leal Dias, por ser minha motivação, alegria e orgulho.
À minha esposa Dagma Kelem Leal dos Santos Dias, por ser a mulher que eu continuo
admirando e escolhendo como meu complemento.
À minha mãe Zelma Soares de Araujo Luiz, por todos os ensinamentos e lições de
amor.
Aos meus oito irmãos, por manterem meu sentimento de família unida.
Ao prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão, pela orientação e exemplo de postura e
dedicação aos princípios da Academia de Ciências; que ele continue aumentando sua
contribuição científica.
Ao colega acadêmico Sergio Luiz Moni Ribeiro Filho, pela dedicação à ciência e
disponibilidade para ajudar. Tenho certeza de que continuará sendo um grande pesquisador.
Aos colegas de trabalho e pesquisa Alessandro Rascalha e Flavio Bonato Pereira, pelo
incentivo e ajuda.
Aos colegas de trabalho Breno Elisei, Carlos Lara, Cinthia Fonseca e Andre Moreira,
pela contribuição.
Nem tudo o que se enfrenta pode ser modificado, mas nada pode ser modificado até
que seja enfrentado.
Albert Einstein
RESUMO
DIAS, E. A. (2013). Monitoramento da dressagem no processo de retificação centerless
utilizando emissão acústica. Dissertação de Mestrado (Mestrado) – Universidade Federal de
São João del-Rei, São João del-Rei, 2013.
A retificação centerless de passagem é um dos processos mecânicos de fabricação em que se
pode obter excelente acabamento superficial com consideráveis taxas de produtividade
levando-se em conta o número de peças usinadas por intervalo de tempo. Isso ocorre devido
à alimentação contínua das peças sem a necessidade de sua fixação na máquina ferramenta.
A alta velocidade de passagem das peças pela máquina faz com que seu rebolo de corte
necessite ser reafiado frequentemente.
Essas interrupções no processo reduzem
consideravelmente a produção, mas são necessárias para a obtenção de componentes com
melhores características como rugosidade, circularidade, cilindricidade e diâmetro, todas
com baixíssima variação. Dessa forma, maior confiabilidade e otimização da operação de
dressagem é de grande importância para reduzir as perdas inerentes à sua execução. Este
trabalho mostra os resultados de um estudo elaborado para determinar os melhores
parâmetros de dressagem e comparar os sinais de emissão acústica com as condições de
cada teste. Por meio da definição de uma forma de monitoramento em tempo real, foi
possível diagnosticar a condição dos grãos abrasivos e da homogeneidade da superfície do
rebolo de corte antes do reinício da produção. Foram utilizadas como corpos de prova
barras redondas de aço ABNT 1045 com comprimento de 371 mm e diâmetro de 12,4 mm. Os
ensaios foram realizados em uma retificadora centerless de passagem variando-se a
velocidade de avanço e a profundidade de dressagem. Os sinais de emissão acústica e a
rugosidade, circularidade e cilindricidade das peças usinadas foram avaliados após cada
dressagem. Foram determinados os melhores parâmetros de dressagem, e tanto o sinal de
emissão acústica quanto a rugosidade passaram por influência significativa dessas variáveis.
A circularidade e a cilindricidade por sua vez não foram influenciadas significativamente
pelas condições de dressagem. Os resultados mostraram ainda uma interessante tendência de
desgaste acentuado no final do rebolo capaz de causar danos à superfície das peças
usinadas. A investigação do problema apontou para uma vibração excessiva das peças
causada por uma falha nas guias posicionadas na saída do vão de retificação.
Palavras-chave: Retificação, Centerless, Emissão Acústica, Dressagem
ABSTRACT
DIAS, E. A. (2013). Monitoring of dressing in the through-feed centerless grinding process
using acoustic emission. M.Sc. Thesis (Thesis) – Federal University of São João del-Rei, São
João del-Rei, 2013.
The through-feed centerless grinding is a mechanical finishing process that can provide
excelent surface characteristics. The continuous feeding rate provides a high productivity,
considering the number of grinded pieces per time interval, since there is no necessity to fix
them into the machine tool. The grinding wheel needs to be sharpened frequently due to the
high output rate. These interruptions in the process decrease substantially the production, but
are essential to reach characteristics such as surface roughness, cilindricity, roundness and
diameter with very low variation. Thereby, a great reliability in the dressing operation is very
important to reduce the losses inherent in its implementation. This work shows the results of a
study planned to determine the best dressing parameters and compare the acoustic emission
signals recorded in each condition tested. The main aim was to define a mean of monitoring
the dressing operation in real time, in order to provide a diagnostic of the abrasive grits
condition and homogeneity of the grinding wheel surface before each restart of the
production. Dressing tests were carried out in a through-feed centerless grinding varying the
speed rate and the depth of dressing. Work pieces were ABNT 1045 steel with the length of
371mm and diameter of 12.4 mm. The responses, evaluated after each dressing operation,
were the surface roughness, roundness and cilindricity of the machined parts. The best
dressing conditions were determined and both the roughness and acoustic emission signals
were significantly influenced by the variation of the imput parameters. The roundness and
cilindricity were not significantly influenced by the dressing conditions. The results showed
also an interesting tendency of accentuated wear at the end of the grinding wheel, capable to
cause damage on the surface of the work pieces. The investigation of this problem pointed to
an excessive vibration caused by a failure on the work piece guidance at the end of the
grinding gap.
Key-words: Grinding, Through-feed Centerless, Acoustic Emission, Dressing
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Variáveis de entrada e saída para máquinas e processos de retificação. 6
Figura 2 – Formação de cavaco na retificação. ................................................... 7
Figura 3 – Distribuição de energia térmica na retificação. ................................... 8
Figura 4 – Mecanismos de desgaste. .................................................................. 9
Figura 5 – Mecanismos de desgaste. .................................................................10
Figura 6 – Códigos adotados para rebolos de Óxido de Alumínio e Carbeto de
Silício. ...........................................................................................................11
Figura 7 – Grão abrasivo com desgaste. ............................................................13
Figura 8 – Esquema do processo de dressagem. .................................................14
Figura 9 – Mecanismo cinemático do processo de dressagem. ............................15
Figura 10 – Primeira retificadora centerless construída por Heim – The Ball e
Roller Bearing Co. (1917). ...............................................................................16
Figura 11 – Esquema de uma retificadora centerless. .........................................17
Figura 12 – Grandezas elementares de uma retificadora centerless de passagem. .18
Figura 13 – Vão de retificação. ........................................................................19
Figura 14 – Dressadores estáticos. ....................................................................20
Figura 15 – Força de dressagem com profundidade de 0,042 mm. .......................21
Figura 16 – Força de dressagem com profundidade de 0,084 mm. .......................22
Figura 17 – Força de dressagem com profundidade de 0,126 mm. .......................22
Figura 18 – Características da emissão acústica. ................................................24
Figura 19 – Fenômenos de reflexão e refração das ondas de emissão acústica (L,
onda longitudinal; T, onda transversal; e S, onda superficial). ............................25
Figura 20 – Sensor piezelétrico de emissão acústica. .........................................25
Figura 21 – Sistema de monitoramento de retificação via emissão acústica. ........27
Figura 22 – Espectro do sinal original de emissão acústica. ................................30
Figura 23 – Filtragem do sinal original de emissão acústica. ..............................31
Figura 24 – Principais fontes de ondas elásticas na retificação. ...........................32
Figura 25 – Ciclo de retificação cilíndrica de mergulho. ....................................33
Figura 26 – Uso da detecção de contato para reduzir o tempo de retificação em
vazio. Fonte: Kluft (1994). ...............................................................................34
Figura 27 – Dressagem ótima com monitoramento do processo. .........................37
Figura 28 – Sinal de emissão acústica na retificação. .........................................38
Figura 29 – Sinais acústicos de dressagem para rebolo reto e perfilado. ..............39
Figura 30 – Concepção básica do sistema de mapeamento. .................................40
Figura 31 – Procedimento de construção do mapa do rebolo no processo de
dressagem. ......................................................................................................41
Figura 32 – 1º passe de dressagem, realizado para a correção da superfície do
rebolo. ............................................................................................................42
Figura 33 – 2º passe de dressagem, realizado para correção da superfície do rebolo.
......................................................................................................................42
Figura 34 – Último passe de dressagem, realizado para correção da superfície do
rebolo. ............................................................................................................43
Figura 35 – Retificadora centerless de passagem utilizada marca Cincinnati
modelo Twin Grip 350-20. ...............................................................................45
Figura 36 – Módulo de aquisição de sinal EA Sensis DM42 utilizado. ................46
Figura 37 – Sensor de emissão acústica parafusado ao suporte do dressador. .......46
Figura 38 – Configuração do processo onde foram feitos os experimentos. ..........47
Figura 39 – Rebolo de corte Norton utilizado nos experimentos. ........................47
Figura 40 – Equipamentos utilizados para a aquisição do sinal de emissão acústica.
......................................................................................................................50
Figura 41 – Teste de normalidade para a circularidade (mm) como variável de
saída. .............................................................................................................51
Figura 42 – Teste de normalidade para a cilindricidade (mm) como variável de
saída. .............................................................................................................52
Figura 43 – Teste de normalidade para a rugosidade (µm Rz) como variável de
saída. .............................................................................................................53
Figura 44 – Influência da velocidade e da profundidade de dressagem na
rugosidade. .....................................................................................................54
Figura 45 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem na
rugosidade (µm Rz). ........................................................................................55
Figura 46 – Estudo de normalidade do sinal de emissão acústica para diferentes
parâmetros de dressagem. ................................................................................57
Figura 47 – Influência da velocidade (mm/min) e profundidade de dressagem (mm)
no sinal de EA. ................................................................................................58
Figura 48 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem no
sinal de emissão acústica (RMS). .....................................................................59
Figura 49 – Correlação entre rugosidade (µm Rz) e sinal de emissão acústica
(RMS). ...........................................................................................................60
Figura 50 – Sinal original de EA para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,06 mm. ...............................................61
Figura 51 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem de 0,06 mm. ...........................................61
Figura 52 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,09 mm. ...............................................62
Figura 53 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 99
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm. ...........................................62
Figura 54 - Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 129
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm. ...........................................63
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Relação da granulometria – rugosidade – sobremetal – operação . ...............12
Tabela 2 - Planejamento de experimentos..................................................................49
Tabela 3 - Estudo de ANOVA para rugosidade em função da profundidade e velocidade
de dressagem ..........................................................................................................54
Tabela 4 - Estudo de ANOVA para EARMS máximo em função da profundidade e
velocidade de dressagem ..........................................................................................58
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
EA – Emissão acústica
Lead Time – Tempo total de produção de uma peça incluindo tempo de fila
Ud – Grau de recobrimento do rebolo
bd – Largura do dressador
fad – Avanço de dressagem por rotação do rebolo
aed – Profundidade de dressagem
ns – Rotação do rebolo
vfad – Velocidade do avanço de dressagem
DwO – Diâmetro inicial da peça
αr – Ângulo de inclinação do rebolo de arraste
δr – Ângulo de rotação do rebolo de arraste
αdr – Ângulo de rotação do dressador
hdr – Altura de dressagem
ns – Rotação do rebolo de corte
nr – Rotação do rebolo de arraste
br – Largura do rebolo de arraste
bs – Largura do rebolo de corte
bs eff – Largura efetiva de corte
bs a – Região de acabamento
vp – Velocidade de passagem da peça
dw – Diâmetro da peça
lw – Comprimento da peça
nw – Rotação da peça
β – Ângulo de inclinação da régua
γ – Ângulo de tangência
hw – Altura da peça
RMS – Média quadrática do sinal original de emissão acústica
PSD – Densidade de potência espectral
CNC – Comando numérico computadorizado
DOE – Delineamento de experimentos
SUMÁRIO
INTRODUÇÃO ...................................................................................................................................... 1
1 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................................................. 5
1.1 Retificação ..................................................................................................................................... 5
1.1.1 Principais Variáveis do Processo de Retificação.................................................................... 6
1.1.2 Mecanismos de Formação do Cavaco .................................................................................... 6
1.1.3 Distribuição de Energia na Retificação .................................................................................. 7
1.1.4 Mecanismo de Desgaste do Rebolo........................................................................................ 9
1.1.5 Rebolos ................................................................................................................................. 10
1.1.6 Dressagem ............................................................................................................................ 12
1.1.7 Grau de Recobrimento do Rebolo ........................................................................................ 15
1.1.8 Retificação Centerless de Passagem .................................................................................... 16
1.2 Emissão Acústica ........................................................................................................................ 22
1.2.1 Desenvolvimento .................................................................................................................. 22
1.2.2 Conceitos de Emissão Acústica ............................................................................................ 24
1.2.3 Tratamento dos Sinais de Emissão Acústica ........................................................................ 26
1.2.4 A Emissão Acústica na Retificação ...................................................................................... 31
1.2.5 Monitoramento por meio de Emissão Acústica ................................................................... 38
2 MATERIAIS E MÉTODOS .............................................................................................................. 45
2.1 Equipamentos Utilizados............................................................................................................. 45
2.2 Ensaios Experimentais ................................................................................................................ 48
2.3 Processamento dos Sinais de emissão acústica ........................................................................... 50
3 RESULTADOS E DISCUSSÕES ..................................................................................................... 51
3.1 Análise dos Parâmetros de Dressagem........................................................................................ 51
3.2 Análise dos Resultados dos Sinais de Emissão Acústica ............................................................ 56
CONCLUSÕES..................................................................................................................................... 65
SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS .............................................................................. 67
REFERÊNCIAS .................................................................................................................................... 69
1
INTRODUÇÃO
Os últimos anos têm mostrado grande evolução nos processos de usinagem com cunha
definida como torneamento e fresamento. Destacam-se o aumento das velocidades de corte,
da rigidez e da precisão dos equipamentos, a melhoria das características geométricas e de
resistência das ferramentas, além da busca constante por materiais de usinabilidade mais
amigável. Algumas aplicações de peças usinadas, no entanto, têm exigido tolerâncias tão
apertadas, especialmente quando combinadas à alta dureza, que a retificação ainda tem se
mostrado indispensável como processo de fabricação. Um exemplo extremo de dificuldade
em substituir a retificação é a lapidação de diamantes naturais, o material de maior dureza
conhecido. A continuação das pesquisas nesse processo é demandada ainda pelo surgimento
de aplicações cada vez mais variadas para peças mecânicas a exemplo de equipamentos
eletrônicos e nanoengenharia.
O uso da usinagem por abrasão teve origem na pré-história quando as primeiras
ferramentas de que se tem notícia eram afiadas em rochas abrasivas. Desde então, esse
conhecimento é transmitido e melhorado. Após o primeiro grande impulso gerado pelo
Iluminismo e o segundo, atribuído à Revolução Industrial, o avanço generalizado da ciência
ganhou espaço para proporcionar as maravilhas tecnológicas com as quais convivemos
atualmente. Publicações científicas sobre retificação foram impulsionadas no início do século
XX, quando essa variedade de processo de transformação já era subdividida para atender às
nossas demandas da forma mais econômica e eficiente possível considerando o conhecimento
acumulado até então.
A ação básica de milhares de pequenas ferramentas de alta dureza que trabalham
simultaneamente acarreta deformações elástica e plástica do material durante a formação do
cavaco. Cada uma das arestas de corte é desgastada por atrito formando planos que elevam as
forças de corte e provocam a quebra desses grãos abrasivos, ou mesmo sua remoção, expondo
novas arestas de corte e renovando continuamente a ferramenta.
Com o passar do tempo, a superfície do rebolo torna-se irregular ou as arestas de corte
perdem poder de remoção exigindo uma afiação que devolva as características necessárias ao
prosseguimento da usinagem dentro de padrões aceitáveis. Essa afiação do rebolo,
denominada dressagem, é feita usando um material mais duro que os grãos abrasivos. Essa
ferramenta tem formato de ponta única, pastilha, conglomerado ou ainda de disco giratório.
2
O processo de retificação pode ser dividido em: periférico plano, periférico cilíndrico,
de face plano e de face cilíndrico, referindo-se à parte do rebolo que será responsável pela
usinagem e pela geometria básica da peça.
Dentre as variações da retificação periférica cilíndrica, o processo centerless de
passagem está entre os mais produtivos em quantidade de peças usinadas por intervalo de
tempo. Essa vantagem está associada principalmente à alta velocidade de passagem das peças
pelo processo sem a necessidade de que sejam fixadas.
Para se conseguir tal vantagem competitiva, foi necessária a criação de mecanismos
complexos que atuam simultaneamente e interagem entre si. Sua função é manter as peças em
uma trajetória predefinida enquanto parte do metal base é removida segundo os requisitos
necessários à sua aplicação. As aplicações desse processo estão restritas a peças cilíndricas.
Sua viabilidade econômica é muito dependente do tamanho dos lotes produzidos. A principal
razão está na dificuldade de definição dos parâmetros para cada tipo de peça e de ajustes a
cada início de produção. O custo dos equipamentos é outro fator determinante na forte
necessidade de economia de escala.
As retificadoras centerless modernas são compostas por sistemas de alta rigidez com
controle e compensação automáticos do desbalanceamento do rebolo, sistemas de
compensação do seu desgaste acionados por servomotores e capazes de se deslocar 1 µm a
partir do repouso, além de outros recursos como rotação variável para manter constante a
velocidade de corte.
Sua produtividade, contudo, é muito dependente da experiência e habilidade dos
operadores. Eles são responsáveis pela preparação inicial do equipamento, dressagem dos
rebolos em intervalos apropriados, supervisão do processo e por ajustes cada vez que uma
anormalidade é detectada. A dificuldade em definir um plano de reação abrangente para cada
evento e em treinar operadores segundo esses conceitos é notável. Tudo isso tem levado cada
vez mais à necessidade de aumento do controle sobre as variáveis de influência desse
processo, seja pela automação ou pelo melhor entendimento dos efeitos de cada uma.
A retificação centerless de passagem normalmente é feita em mais de um passe com
transporte automático entre os equipamentos de forma a reduzir o tempo de fila das peças
usinadas. Isso contribui para evitar oxidação e danos por manuseio e para reduzir o lead time
de produção, mas exige que a operação de desbaste seja confiável e consistente. Nessa
primeira operação, a baixa variabilidade, tanto do diâmetro quanto da circularidade e
rugosidade, é fundamental para as operações subsequentes em que as taxas de remoção são
drasticamente reduzidas. A operação de acabamento pode ser feita em uma ou mais máquinas
3
e tem a função de reduzir a rugosidade superficial das peças, além de melhorar a variabilidade
do diâmetro, circularidade e cilindricidade.
A dressagem do rebolo de corte é fundamental, especialmente para a obtenção da
rugosidade desejada. Esta frequente e demorada operação de afiação da ferramenta pode ser
monitorada de diferentes formas na tentativa de evitar falhas e interrupções excessivas do
processo para correção do rebolo. Medidas com emissão acústica (EA) são consideravelmente
mais sensíveis a mudanças das condições do processo de retificação do que medidas de
potência, força, vibração ou mesmo emissão ultrassônica. A geração desse sinal resulta de
ondas de tensão geradas como um resultado da liberação rápida de energia de deformação
dentro de um material, a exemplo do que acontece na fratura do ligante e dos grãos de
rebolos. Uma vez selecionada a banda de frequência a ser analisada para cada processo, seu
valor médio quadrático pode ser monitorado para informar se as condições de dressagem
estão respeitando limites previamente definidos.
Este trabalho teve como objetivo o monitoramento do processo de dressagem usando
sinais de emissão acústica. Dessa forma, procurou-se definir um ponto ótimo de dressagem
onde as peças estariam dentro dos parâmetros de qualidade do processo e o operador tivesse
conhecimento prévio da condição de corte do rebolo. Assim, este trabalho está dividido
conforme descrito a seguir.
Na primeira parte, apresenta-se toda a “Revisão Bibliográfica”, necessária para a
compreensão do processo de retificação centerless e da operação de dressagem do rebolo,
além do monitoramento por emissão acústica. No capítulo “Metodologia”, apresenta-se a
escolha do equipamento, do rebolo, corpos de prova, sensor de capitação do sinal de emissão
acústica e sistema de aquisição de dados.
Em “Análise dos Resultados”, são resumidos os resultados obtidos dos experimentos
nas condições estabelecidas e é dado um tratamento estatístico para melhor entendimento de
seu significado. Por fim, as “Conclusões” do trabalho são apresentadas seguidas pelas
“Referências”.
4
5
1 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
1.1 Retificação
A retificacão é um processo de usinagem por abrasão que utiliza ferramentas de
múltiplas arestas de corte para melhorar o acabamento superficial da peça. As ferramentas
para execução desse processo são rebolos, constituídos por aglomerantes e grãos abrasivos
cortantes, que removem pequenos cavacos de material. Por esse motivo, o acabamento
superficial da peça na retificacão é melhor que o obtido nos demais processos de usinagem,
como torneamento e fresamento (AGOSTINHO, 2004).
A história da usinagem por abrasão começa com os homens primitivos, que
provavelmente descobriram que podiam afiar suas ferramentas manuais esfregando-as contra
pedras abrasivas naturais. As enormes pedras usadas na construção das pirâmides do Egito
foram cortadas e acabadas por meio da usinagem por abrasão. Segundo a Biblia (1 Samuel
13:19 e 13:20), uma forma de os filipinos manterem sua hegemonia sobre os israelitas foi
proibindo que eles afiassem suas próprias ferramentas. Durante a Idade Média, materiais
abrasivos eram usados para afiar e polir ferramentas e armas. Os conceitos mais modernos de
máquinas retificadoras apareceram em desenhos de Leonardo da Vinci no século XVI.
Somente 300 a 400 anos mais tarde, alguns conceitos desses equipamentos foram postos em
prática (MALKIN, 2008).
A retificação visa melhorar o acabamento superficial e garantir a integridade das
peças. Trata-se de um processo de alta precisão e importância, pois é empregado em etapas de
produção em que o valor agregado ao material já é muito elevado devido aos outros processos
que o antecedem (SOARES; OLIVEIRA, 2002).
Os processos de retificação podem ser classificados em:
a) periférico plano;
b) periférico cilíndrico: entre pontas e sem centros, que podem ser tanto de mergulho
como longitudinal ou de passagem;
c) face plano;
d) face cilíndrico.
Neste trabalho, vamos nos concentrar no processo de retificação periférico cilíndrico
sem centros de passagem.
6
1.1.1 Principais Variáveis do Processo de Retificação
Para entender melhor a retificação, foram definidas as entradas e saídas do processo e
demonstradas as relações entre elas (KING; HAHN, 1986). Para que isso fosse feito, foi
importante distinguir as variáveis de entrada da retificadora e entradas do processo de
retificação que ocorrem na interação rebolo-peça. Os parâmetros de entrada típicos das
máquinas retificadoras são: velocidade de avanço, velocidade do rebolo, velocidade da peça e
tempo de centelhamento. As variáveis do sistema são apresentadas no diagrama da Figura 1.
Figura 1 – Variáveis de entrada e saída para máquinas e processos de retificação.
Fonte: adaptado de King e Hahn (1986).
1.1.2 Mecanismos de Formação do Cavaco
Segundo König e Meyen (1990), os fenômenos relacionados com a formação de
cavaco na retificação podem ser subdivididos em duas fases. Inicialmente, ocorre somente o
7
escorregamento do grão abrasivo sobre o material causando uma deformação elástica. Na
segunda fase, começam a ocorrer deformações plásticas e a formação de cavaco. O processo
de atrito e a deformação plástica que ocorrem na peça durante retificação são acompanhados
por fenômenos relacionados ao rebolo, como desgaste do grão abrasivo e fratura do ligante.
De acordo com König e Klocke (1997), a deformação elástica por parte do material se
deve à alta força normal (Fn) seguida pelo seu escoamento lateral. Em seguida, inicia-se a
formação do cavaco pelo aumento da força tangencial (Ft) que acaba cisalhando o material
(Figura 2). As condições de atrito da interface, as propriedades de escoamento do material e a
velocidade de corte têm influência significativa na formação do cavaco (KOPAC; KRAJNIR,
2006).
Figura 2 – Formação de cavaco na retificação.
Fonte: König e Klocke (1997).
1.1.3 Distribuição de Energia na Retificação
A energia mecânica introduzida no processo é parcialmente usada para gerar
deformação na superfície da peça, cisalhamento do cavaco e atrito conforme mostra a Figura
3. Em decorrência da quantidade de gumes afiados, a maior parte da energia é transformada
em energia térmica pelo atrito no flanco dos gumes e em deformação plástica na região
8
superficial da peça. Além disso, tem-se a transformação de energia em calor nas faces do grão
durante a remoção de cavaco propriamente dito. Por último, deve-se mencionar que uma parte
da energia, principalmente quando se trata de rebolos ligados, é transformada em calor em
decorrência do atrito do ligante sobre a superfície da peça (KÖNIG; KLOCKE, 1997).
Figura 3 – Distribuição de energia térmica na retificação.
Fonte: adaptado de König e Klocke (1997).
As principais fontes de calor na retificação se encontram abaixo do gume e essa
energia flui principalmente para dentro da peça. Esse fluxo de calor provoca um aumento
localizado de temperatura na superfície da peça que pode, dependendo da sua ordem de
grandeza e do tempo de atuação, provocar mudanças na estrutura cristalina do material da
peça, bem como fenômenos de oxidação. É possível reduzir o tempo de atuação do calor e a
magnitude do aumento de temperatura por meio da utilização de fluidos de corte. Assim, a
lubrificação do fluido de corte pode levar a uma redução do atrito e, com isso, reduzir a
geração de calor. Além disso, a troca de calor entre o fluido e a peça faz com que aconteça
uma remoção rápida dessa energia evitando o aquecimento excessivo da superfície da peça. A
lubrificação traz ainda a vantagem da redução do desgaste do grão abrasivo (KÖNIG;
KLOCKE, 1997).
9
1.1.4 Mecanismo de Desgaste do Rebolo
Existem três tipos de mecanismos de desgaste (MALKIN, 2008): desgaste por atrito
(A), fratura do grão (B) e fratura do ligante (C).
Figura 4 – Mecanismos de desgaste.
Fonte: Malkin (2008).
O desgaste por atrito cresce com o aumento da superfície plana do grão abrasivo que
modifica sua aresta de corte até que seja quebrado ou arrancado pelo esforço gerado na
remoção do cavaco. A fratura do grão acontece quando o material ligante o mantém preso ao
rebolo e o impacto com a peça ou o excesso de atrito causam sua fratura. A fratura do ligante
acontece quando sua resistência é excedida pelo esforço de corte de um grão específico. Os
dois últimos fenômenos provocam a autoafiação do rebolo pela exposição de novas arestas de
corte (MALKIN, 2008).
Um quarto mecanismo de desgaste chamado de fratura da interface grão-ligante é
considerado por Jackson e Mills (2004) conforme mostrado na Figura 5, em que a foto I
mostra um grão abrasivo de superfície desgastada (A), a foto II mostra uma fratura do ligante
com o grão abrasivo (A), uma interface grão-ligante (B) e uma fratura do ligante (C), a foto
III mostra um grão fraturado (A) e a foto IV mostra uma fratura da interface grão-ligante.
10
Figura 5 – Mecanismos de desgaste.
Fonte: Jackson e Mills (2004).
1.1.5 Rebolos
As ferramentas abrasivas da retificação têm a função de remover material da peça e
são chamadas de rebolos. Eles são constituídos de grãos cortantes de alta dureza unidos por
um material ligante. A remoção dos cavacos depende da habilidade dos grãos abrasivos de
penetrar no material; portanto, devem ser mais duros do que a peça (LINDSAY, 1999).
Os rebolos são especificados segundo norma DIN 69100 (1988) e caracterizados na
sua composição considerando-se as seguintes características:
· tipo do grão abrasivo;
· granulometria;
· liga;
· grau de dureza;
· estrutura.
O código normalmente usado para rebolos abrasivos convencionais contendo Óxido de
Alumínio e Carbeto de Silício (MALKIN, 2008) segue o modelo da Figura 6. Existem muitos
tipos de abrasivos baseados em Óxido de Alumínio sintético mais dois tipos comuns de
11
Carbeto de Silício com diferentes composições químicas e características estruturais que
afetam suas propriedades físicas e mecânicas.
Figura 6 – Códigos adotados para rebolos de Óxido de Alumínio e Carbeto de
Silício.
Fonte: adaptado de Malkin (2008).
A configuração de um rebolo deve ser definida de forma a proporcionar as seguintes
vantagens (BOETTLER, 1978):
· melhor remoção horária;
· melhor manutenção do perfil;
· maior número de peças por dressagem;
· menor penetração do diamante na dressagem.
A granulometria de rebolos convencionais deve ser determinada em função da
rugosidade desejada, do sobremetal da peça e da operação executada (BOETTLER, 1978).
12
Tabela 1 – Relação da granulometria – rugosidade – sobremetal – operação.
Granulometria
Dimensão do
Rugosidade
Sobre metal
grão (µm)
desejada (Rz)
(µm)
46
320
5,0 a 2,4
Sem limite
Desbaste
80
200
2,5 a 1,5
≥300
Acabamento
Rebolo
Convencional
Operação
(1% de Dw)
120
120
1,6 a 0,8
150 – 200
Retificação de
precisão
200
80
1,0 a 0,4
50 – 100
Retificação de
alta precisão
320
46
0,5 a 0,2
20
Retificação de
alta precisão
Fonte: Boettler (1978).
A dureza do rebolo e sua estrutura são determinadas pela liga, granulometria e
porosidade do rebolo, indicando o grau de coesão entre aglomerante e grão. A dureza ainda é
função de diversos fatores referentes à ancoragem do grão abrasivo no rebolo, tais como a
resistência mecânica ao desgaste e a quantidade de material aglomerante, definindo a estrutura
do rebolo (aberta ou fechada). Aglomerantes com maior resistência mecânica têm menor
tendência à ruptura quando recebem impactos nos grãos abrasivos.
Além disso, aglomerantes com maior resistência ao desgaste dificultam a remoção de
grãos abrasivos inteiros, pois não ocorre a diminuição da ancoragem dos grãos ao longo da
vida do rebolo. As duas situações mencionadas implicam maior dureza dos rebolos
(MALKIN, 2008).
1.1.6 Dressagem
Dressagem é a operação conjunta de perfilamento e afiação dos rebolos convencionais
na retificação (SENA, 2007; MARINESCU; TONSHOFF; INASKI, 1999). A dressagem do
13
rebolo visa restabelecer a capacidade de remoção de material da ferramenta, sua coaxialidade
e, em algumas operações, a forma da sua superfície.
Após um determinado tempo de operação, o processo de retificação gera um desgaste
das arestas de corte do grão abrasivo na formação do cavaco que não é uniforme. Esse
desgaste impossibilita que a retificação seja feita com bom rendimento e nesse instante a
dressagem do rebolo é necessária. O grão abrasivo possui várias arestas de corte. O desgaste
das arestas de corte do grão abrasivo e o preenchimento dos espaços vazios entre os grãos por
cavacos aumentam o atrito entre a peça e o rebolo de corte, comprometendo a rugosidade das
peças que estão sendo produzidas e gerando a necessidade de dressagem conforme Figura 7.
Figura 7 – Grão abrasivo com desgaste.
Fonte: www.wendtgroup.com.
A escolha do momento correto para se fazer uma dressagem é fundamental no
processo de retificação. Isso pode ser feito antes do fim da vida do rebolo, o que resultará em
um desperdício de abrasivo e, principalmente, em um aumento do tempo de processo devido
ao maior número de interrupções da operação para a dressagem. Por outro lado, uma
utilização do rebolo além da sua vida poderá acarretar em defeitos na peça retificada. Se isso
acontecer, haverá aumento significativo no custo das peças, pois, quando elas chegam a esse
estágio, possuem alto valor agregado (HASSUI, 2002).
A operação de dressagem gera dois efeitos (OLIVEIRA, 1988):
- macroefeito: a sua formação é função do formato do dressador, da profundidade de
penetração e do passo de dressagem. Este fenômeno determina a posição em que as arestas
14
dos grãos abrasivos estão localizadas na superfície do rebolo. No macroefeito, existe um
pequeno número de grãos ativos, que individualmente são responsáveis por remover grandes
quantidades de material (HASSUI; DINIZ, 2003).
- Microefeito: é formado pelo arrancamento de material dos grãos abrasivos
desgastados e fratura dos grãos que não se desgastaram por completo, onde novas arestas de
corte são geradas pelo dressador (DINIZ, 2004). A agressividade das novas arestas formadas
depende em grande escala da friabilidade do grão e das condições de dressagem. Na
dressagem fina com baixa profundidade de penetração e baixo avanço do dressador, ocorre a
remoção ou fratura de grãos pequenos, fato que propicia a formação de planos nas superfícies
de corte dos grãos, tornando-os, dessa forma, menos agressivos. Na dressagem grossa, com
altas taxas de penetração e avanço, grande parte dos grãos se quebra formando arestas maiores
e mais afiadas (OLIVEIRA; PURQUERIO, 1989).
Figura 8 – Esquema do processo de dressagem.
Fonte: adaptado de Bianchi (1990).
A vida dos rebolos é afetada pela temperatura de dressagem, pois alguns tipos de grãos
e ligantes são sensíveis a altas temperaturas (o diamante, por exemplo, começa a oxidar a 700
o
C) (LINKE; KLOCKE, 2010). O inevitável desgaste do diamante dressador em escala
microscópica leva a um aumento da rugosidade do rebolo e a uma irregularidade em sua
superfície após a dressagem.
15
1.1.7 Grau de Recobrimento do Rebolo
O grau de recobrimento “Ud” estabelece uma referência para o processo de dressagem.
Normalmente, o grau de recobrimento é determinado pela relação da largura do dressador
“bd” com o avanço de dressagem “fad” e indica a frequência com que os grãos abrasivos do
rebolo tocam a superfície do dressador em média. Quanto maior o grau de recobrimento,
menor será a agressividade do rebolo (KÖNIG; KLOCKE, 1997; MINKE, 1999).
A Figura 9 ilustra o mecanismo cinemático do processo de dressagem, no qual o
dressador desloca-se transversalmente ao rebolo, penetrando a uma profundidade de
dressagem “aed” e gerando uma largura de atuação de dressagem “bd”. Essa operação gera o
corte e a fratura dos grãos abrasivos pelo dressador, além de provocar o aparecimento de uma
“rosca” na superfície do rebolo.
Figura 9 – Mecanismo cinemático do processo de dressagem.
Fonte: Minke (1999).
O grau de recobrimento “Ud” para ferramentas de dressagem estática é determinado,
de acordo com Minke (1999), simplesmente pelo quociente da largura da ferramenta de
dressagem “bd” e pelo avanço axial “fad”, sendo:
ܷ݀ ൌ
௕ௗ
௙௔ௗ
(1)
16
O produto do avanço de dressagem “fad” por rotação do rebolo e a rotação “ns”
resultam na velocidade axial de dressagem “vfad”.
vfad = fad x ns
(2)
1.1.8 Retificação Centerless de Passagem
A configuração atual das retificadoras centerless surgiu em 1917 devido à demanda
por componentes de precisão em altos volumes para a produção de automóveis na segunda
década do século XX. Devido ao surgimento desse processo, as tolerâncias de diâmetro e
circularidade foram reduzidas em 75% e o tempo de produção foi reduzido em 90%. O
método de retificação centerless, além de tornar possível a produção em massa, permitiu
ainda a criação de peças de reposição intercambiáveis (HASHIMOTO et al., 2012).
Figura 10 – Primeira retificadora centerless construída por Heim – The Ball e
Roller Bearing Co. (1917).
Fonte: Hashimoto et al. (2012).
No processo de retificação centerless, as peças são usinadas sem que sejam presas,
sendo suportadas apenas pelo rebolo de corte, régua de apoio e rebolo de arraste conforme
mostrado na Figura 11.
17
Essa configuração permite uma forma simples e fácil de alimentação e retirada de
peças com mínima interrupção do processo, gerando alta flexibilidade, alta produtividade e
excelente tolerância dimensional das peças retificadas (GARITOANANDIA; FERNANDES;
ALBIZURI, 2008).
Rebolo de corte
Rebolo de arraste
Mancal do rebolo de corte
Mancal do rebolo de arraste
Peça
Fusos de esferas
Régua de apoio
Barramento
Mesa superior
Mesa inferior
Base
Figura 11 – Esquema de uma retificadora centerless.
Fonte: Garitoanandia et al. (2008).
Alguns fabricantes de retificadoras centerless de passagem evitavam o uso da mesa
inferior adicionando movimento ao mancal do rebolo de corte, mas essa configuração foi
abandonada devido à priorização da rigidez do conjunto que suporta o rebolo de corte.
Embora possua uma forma construtiva simples, a retificadora centerless de passagem
apresenta uma variedade de grandezas, geométricas e cinemáticas, que se inter-relacionam
para fornecer a ajustagem da máquina, conforme apresentadas na Figura 12.
18
Figura 12 – Grandezas elementares de uma retificadora centerless de passagem.
Fonte: König e Klocke (1997).
O vão de retificação é definido pela configuração entre os componentes: peça, rebolo
de corte, rebolo de arraste e régua de apoio conforme mostrado na Figura 13. A posição da
peça no vão de retificação é determinada pelo contato do rebolo de arraste, rebolo de corte e
régua de apoio. A ligação entre as linhas de centro dos rebolos define a linha de referência, a
qual define a altura entre centros, ou seja, altura do centro da peça em relação à linha de
referência, conforme Figura 13. Os pontos de tangência entre peça e rebolos formam o ângulo
de tangência “γ”, que governa a altura da peça “hw” em relação ao centro do rebolo de corte
(LINDENAU, 2006).
19
Figura 13 – Vão de retificação.
Fonte: Lindenau (2006).
Um dos parâmetros mais importantes na ajustagem de uma retificadora centerless é o
ângulo de tangência “γ”, pois influencia diretamente no erro de circularidade da peça.
1.1.8.1 Vantagens do Processo de Retificação Centerless de Passagem
O desenvolvimento de retificadoras centerless permite, com eficiência e economia, a
retificação de grandes lotes de peças com alto grau de precisão. Algumas das principais
vantagens (SLONIMSKI, 1956) estão listadas a seguir:
a) as peças permanecem rigidamente apoiadas durante todo o tempo de retificação, o
que possibilita elevadas velocidades de corte e altas taxas de remoção de material durante a
retificação;
b) não existem forças de corte no sentido axial da peça, possibilitando retificar peças
com pequenos diâmetros e sem provocar flexão;
c) por meio do baixo tempo para alimentação do equipamento, pode-se retificar
continuamente e em grandes quantidades;
d) por meio de modernos aparelhos para medição automática do diâmetro da peça e
correção da variação de medida, é possível operar uma quantidade maior de máquinas;
e) a possibilidade de erros durante a dressagem e compensação devido ao desgaste do
rebolo de corte é reduzida pela metade, pois o sobrematerial é medido em relação ao
diâmetro, e não ao raio.
20
1.1.8.2 Dressagem na Retificação Centerless de Passagem
A consistência da operação de dressagem é fundamental para o bom desempenho do
processo de retificação centerless. A geometria do rebolo de arraste, combinada com seus
parâmetros de inclinação em dois planos e rotação, suporta as condições de remoção de
material da peça pelo rebolo de corte e a velocidade de passagem das peças pelo vão de
retificação. A preparação do rebolo de corte está associada à correção de sua geometria,
renovação e afiação de seus grãos abrasivos e à limpeza de eventual empastamento do rebolo
provocado principalmente pelo acúmulo de cavaco entre os grãos.
Uma operação eficaz de dressagem tem o objetivo de conferir condições adequadas de
trabalho aos dois rebolos da retificação centerless e consome em alguns casos
aproximadamente 20% do tempo disponível do equipamento. As ferramentas de dressagem
mais utilizadas são divididas em dois tipos (MINKE, 1999):
a) ferramentas de dressagem estática;
b) ferramentas de dressagem rotativa.
Dentre as ferramentas de dressagem estática, as mais frequentemente utilizadas na
retificação centerless de passagem são as apresentadas na Figura 14.
Figura 14 – Dressadores estáticos.
Fonte: König e Klocke (1997).
Na retificação centerless de passagem, a geometria do rebolo de arraste é mais
facilmente conseguida com o uso de ferramentas de dressagem de ponta única. O dressador de
ponta única não é recomendado para o rebolo de corte do processo de retificação centerless
devido às suas grandes dimensões e nem para rebolos de CBN e rebolos diamantados, pois o
21
diamante único pode se desgastar rapidamente formando uma superfície plana em sua
superfície, o que reduz efetivamente a capacidade de correção dos erros do rebolo,
provocando aquecimento excessivo e possíveis danos térmicos ao aglomerante do rebolo
(DINIZ, 2004).
Os dressadores do tipo conglomerado são mais comumente utilizados para a
dressagem do rebolo de corte no processo centerless de passagem devido à maior largura de
dressagem e por consequência aos maiores avanços. Esses conglomerados apresentam várias
pontas de diamantes em sua extremidade que atuam simultaneamente causando um desgaste
regular dos cristais de diamante que ficam em contato com o rebolo.
As ligas metálicas que fixam os diamantes dependem da especificação do rebolo a ser
dressado. Recomenda-se o uso de liga de Tungstênio W para rebolo de corte Al2O3 e liga de
metal duro H para rebolo de corte SiC (MINKE, 1999).
Para a dressagem de um rebolo de corte de uma retificadora centerless de passagem
(RASCALHA, 2011), um incremento na profundidade de corte de um dressador
conglomerado gera um aumento da força de dressagem conforme mostram as Figuras 15, 16 e
17.
Figura 15 – Força de dressagem com profundidade de 0,042 mm.
Fonte: Rascalha (2011).
22
Figura 16 – Força de dressagem com profundidade de 0,084 mm.
Fonte: Rascalha (2011).
Figura 17 – Força de dressagem com profundidade de 0,126 mm.
Fonte: Rascalha (2011).
1.2 Emissão Acústica
1.2.1 Desenvolvimento
As primeiras aplicações em emissão acústica foram para detectar falhas estruturais em
materiais frágeis, com as primeiras observações em cerâmicas em 6500 a. C. Em 3700 a. C.,
na Ásia Menor, emissões audíveis em metais (estanho) foram observadas durante
deformações plásticas do material.
Na década de 1980, intensificaram-se os estudos da aplicação de emissão acústica no
monitoramento do processo de retificação.
23
O processo de monitoramento por emissão acústica tem grande potencial de aplicação
no meio industrial, pois é de baixo custo, alta sensibilidade, flexibilidade de montagem,
robustez e utiliza sensores de dimensões reduzidas, simples instalação e processamento de
sinal. Esses sistemas de monitoramento permitem a otimização dos processos de retificação e
dressagem, melhorando a produção e a qualidade, além de redução de custos da peça e dos
desperdícios (KLUFT, 1994).
O desenvolvimento de tais sistemas é realizado pelas seguintes razões:
a) o surgimento de novos e caros materiais para ferramentas que precisam ter sua
utilização otimizada;
b) o surgimento de materiais de difícil usinagem, cujo comportamento no processo
ainda é desconhecido;
c) as mudanças dos processos produtivos que estão tornando os lotes cada vez
menores, encarecendo a rejeição de peças;
d) a busca pela automação da manufatura.
A emissão acústica tem sido extensivamente utilizada no monitoramento do processo
de retificação por essas razões. A emissão acústica capta sinais de alta frequência; portanto,
livres dos ruídos advindos de fontes que não interessam especificamente ao monitoramento do
processo. Essas facilidades não são encontradas em sistemas de monitoramento que usam
força, vibração ou ultrassom, pois todos esses sistemas ou não têm a mesma sensibilidade e
precisão, ou sofrem influência de outros fatores que não os relacionados ao processo que se
pretende monitorar. A emissão acústica é um método bastante sensível e, portanto, adequado
ao monitoramento da retificação, que possui taxas de remoção de cavaco baixas se comparada
ao torneamento ou frezamento (DORNFELD; LIU, 1993).
As aplicações da emissão acústica na retificação são diversificadas (BALDO, 1994).
Dentre as principais, pode-se citar:
a) observação e controle de colisões por falta de programação ou falha de controle;
b) controle de posição inicial de retificação;
c) controle de dressagem;
d) determinação de valores de sobreavanço do rebolo para redução do tempo de
centelhamento;
e) determinação das condições de dressagem;
f) determinação do tempo de centelhamento;
g) sistema de eliminação do tempo de corte em vazio utilizando emissão acústica
(DORNFELD; CAI, 1984);
24
h) sistema de detecção da posição real do rebolo visando a diminuição da dispersão
dimensional da peça (GOMES, 2001).
1.2.2 Conceitos de Emissão Acústica
A liberação rápida de energia dentro de um material submetido a um estímulo externo,
relacionada a tensões elásticas devido ao rearranjo de sua estrutura, pode ser definida como
fonte de emissão acústica. Essas ondas causam deslocamentos na superfície que podem ser
captados por um sensor piezelétrico. A Figura 18 mostra a propagação esférica dessas ondas.
A propagação da onda de emissão acústica pode ser explicada utilizando uma analogia com a
propagação das ondas ultrassônicas (KRAUTKÄMER; KRAUTKÄMER, 1977).
Figura 18 – Características da emissão acústica.
Fonte: Soares e Oliveira (2002).
Durante a propagação dessas ondas, geradas inicialmente com comportamento
basicamente senoidal, alguns fenômenos produzem mudanças de fase, atenuação da amplitude
e repetição de ondas. O resultado é uma onda aleatória de difícil identificação (CISNEROS,
2006). Esses fenômenos podem ser relacionados a defeitos na estrutura do material, reflexões
e refrações devidas a mudanças no meio de propagação. O modelo da Figura 19 explica o
comportamento dos dois últimos fenômenos (SOARES; OLIVEIRA, 2002).
25
Figura 19 – Fenômenos de reflexão e refração das ondas de emissão acústica (L, onda
longitudinal; T, onda transversal; e S, onda superficial).
Fonte: Soares e Oliveira (2002).
O sensor piezelétrico, comumente utilizado para captação do sinal de emissão
acústica, é composto pelos componentes mostrados na Figura 20. Por meio do cristal
piezelétrico (ou das cerâmicas ferromagnéticas), as ondas acústicas são transformadas em
tensões elétricas em um conceito conhecido como diferença de potencial (VIEIRA, 2002). O
espectro de frequências tipicamente utilizado compreende o intervalo entre 30 KHz e dois
MHz (MILLER; Mc INTIRE, 1987).
Figura 20 – Sensor piezelétrico de emissão acústica.
Fonte: Miller e Mc Intire (1987).
26
As ondas geradas durante o processo são fortemente relacionadas ao desgaste da
ferramenta e geram propriedades aleatórias demonstradas pelos sinais de emissão acústica
contínua. As ondas de tensão se propagam através do material e podem ser detectadas por
sensores de emissão acústica (MILLER; Mc INTIRE, 1987).
Os sensores geram um sinal elétrico ao serem estimulados por uma onda acústica. A
maior parte dos sensores de emissão acústica funciona pelo princípio piezoelétrico, em que
determinados tipos de cristais que são atingidos por estímulos sofrem um grau de deformação,
polarizando-se e gerando uma diferença de potencial que produz um sinal elétrico.
König e Meyen (1990) indicam algumas características que os sensores de emissão
acústica devem ter para sua aplicação na indústria: alta resistência aos fluidos refrigerantes,
alta resistência às elevadas temperaturas de retificação, custo reduzido e facilidade de serem
manuseados. Aliada à necessidade de ser não-intrusiva, pequena parcela dos sensores
encontrados comercialmente pode ser utilizada no monitoramento com as necessidades já
citadas, restringindo-se a maioria dos sensores principalmente à aplicação em laboratórios de
pesquisa.
1.2.3 Tratamento dos Sinais de Emissão Acústica
Os sinais elétricos vindos dos sensores de emissão acústica são alternados e de alta
frequência, não sendo atraente sua análise direta, exatamente por não ser possível obter muitas
informações. Dessa forma, deve-se trabalhar com esses sinais de modo que eles possibilitem
uma análise de forma mais conveniente pela aplicação de alguns estágios, entre eles filtragem,
pré-amplificação, amplificação, conversão analógico-digital, retificação etc. A esse conjunto
de estágios dá-se o nome de condicioamento do sinal, cuja descrição sumária segue na Figura
21, no caso de uma montagem experimental típica de um sistema de retificação.
27
Figura 21 – Sistema de monitoramento de retificação via emissão acústica.
Fonte: adaptado de Beattie (1983).
A filtragem visa a eliminação dos ruídos em frequências específicas. Esses ruídos se
devem a sinais externos que não interessam ao objetivo do monitoramento. Na emissão
acústica, é conveniente filtrar os componentes de baixa frequência do sinal, pois trabalha-se
normalmente com sinais de alta frequência (BEATTIE, 1983).
Os sinais saem do sensor e, ao percorrerem um longo caminho até o amplificador, têm
grande perda de diferença de potencial. Assim, é usual se colocar um pré-amplificador de
ganho fixo perto do sensor (cuja frequência de resposta é da ordem de 20 KHz a dois MHz) e
um amplificador com ganho variável junto aos demais instrumentos de condicionamento do
sinal (BEATTIE, 1983).
A conversão RMS é o estágio que tem por finalidade converter o sinal original que sai
do amplificador em uma diferença de potencial direta. O nível do sinal elétrico é proporcional
à raiz quadrada do sinal em original e o cálculo do seu valor de RMS só é realizado se o sinal
for analisado no domínio do tempo. Assim, a retificação transforma o sinal alternado com
média zero (sem componente DC) em sinal contínuo com valor mínimo igual a zero. Os
intervalos de tempo usados no RMS são denominados constantes de tempo. Essa constante de
tempo deve ser menor ou igual ao menor período presente no sinal retificado no intuito de se
evitarem distorções no sinal. Os instrumentos utilizados para tal são os retificadores RMS (ou
voltímetros). Dada a dificuldade em se digitalizar os sinais de emissão acústica em tempo real
28
devido à alta frequência dos sinais, a retificação do sinal é um bom método para contornar
esse inconveniente (BEATTIE, 1983).
Um dos maiores desafios na aplicação de técnicas de emissão acústica é representado
pela análise e interpretação dos sinais emitidos devido ao modo randômico dos processos
gerados por emissão acústica (TETI; DORNFELD, 1989). O sucesso de qualquer estudo
baseado em emissão acústica para se obterem resultados depende largamente da completa
compreensão das análises de emissões acústicas realizadas. Para análise de sinais de emissão
acústica no domínio do tempo, existem muitas técnicas que podem ser empregadas, das quais
seguem algumas:
a) Diferença de potencial RMS: trata-se da raiz média quadrática dos sinais de
entrada, sendo uma média da energia dos sinais de emissão acústica. Quantitativamente, a
diferença de potencial RMS (BEATTIE, 1983) pode ser expressa por:
(3)
b) Total de picos: é uma técnica simples de contagem, em que a energia e a potência
dos sinais de emissão acústica podem ser correlacionados ao número total de picos, que é o
número de sinais que ultrapassam o nível preestabelecido de diferença de potencial ao qual
um contador foi estabelecido (BEATTIE, 1983).
c) Taxa do número total de picos: também é uma técnica de contagem, na qual se
obtém a taxa por meio da medição do número total de picos dividindo-se pela unidade de
tempo (BEATTIE, 1983).
d) Desvio Padrão: é uma medida de dispersão que serve para verificar a concentração
dos dados em torno de sua média dando uma ideia da variabilidade do conjunto de valores
(BUSSAB; MORETTIN, 2010). Sendo Xi os i valores e Xm sua média, tem-se que seu
desvio padrão (DP) é dado por:
(4)
e) Skew: o Skew de um sinal mede a simetria da função densidade de probabilidade em
torno da média. Um Skew negativo indica que a maior parte dos pontos encontra-se à
esquerda da média e um Skew positivo, o oposto. Uma distribuição será simétrica somente se
a média, a moda e a mediana forem iguais.
29
f) Kurtosis: o Kurtosis de um sinal é definido como uma relação do momento de
quarta ordem em relação à segunda ordem do sinal original. O Kurtosis é útil para identificar
transientes e picos em um sinal. O Kurtosis indica a deformação da função densidade de
probabilidade, em que um valor de Kurtosis alto mostra pequeno “achatamento” da função e
um baixo mostra um grande “achatamento” da função. O Kurtosis é muito conveniente,
portanto, para identificar eventos espontâneos dentro dos sinais originais (KANNATEYASIBU JR; DORNFELD, 1982).
g) Modo de emissão acústica: é um parâmetro derivado dos sinais de emissão acústica
gerados na zona de corte. Representa o componente DC do sinal de emissão acústica. O
quadrado do modo de emissão acústica é proporcional à energia dos sinais de emissão
acústica do tipo contínuo, os quais são gerados em zonas primárias, secundárias e terciárias de
corte (BLUM; DORNFELD, 1990).
A análise espectral é a técnica mais utilizada no domínio da frequência, onde a
densidade de potência espectral (PSD) é uma função que representa a distribuição de energia
sobre o domínio da frequência (EWINS, 1984). Em suma, na vibração de um corpo, há
geração de infinitas frequências diferentes, cada qual com sua própria amplitude. A PSD faz
com que se tenha uma ideia do valor dessa amplitude para cada faixa de frequência.
Ao projetar um sistema de monitoramento por emissão acústica na retificação, deve-se
considerar as propriedades específicas do sensor dentro das faixas de frequência selecionadas
para análise. O espectro de frequência do sensor de emissão acústica tem um efeito
importantíssimo no comportamento da frequência utilizada para o diagnóstico do
monitoramento. A faixa de frequência natural do sensor pode amortecer ou amplificar o sinal
tornando-o, portanto, o primeiro filtro do sinal detectado na cadeia de medição (VIEIRA,
2002).
A Figura 22 mostra o espectro original adquirido pelo sensor de emissão acústica. O
sinal acústico original é uma onda que possui componentes de banda estreita de frequência
amplamente distribuídos e que apresentam várias intensidades em diferentes bandas
(WEBSTER; DONG; LINDSAY, 1996).
30
Figura 22 – Espectro do sinal original de emissão acústica.
Fonte: adaptado de Webster et al. (1996).
A frequência que melhor representa o processo não é o sinal original de emissão
acústica, pois esses dados originais sofrem influência das características do sensor. Somente
após a filtragem do sinal e decomposição de intensidades de bandas diferentes é que se
consegue uma representação mais próxima do processo mediante a emissão acústica. Um
exemplo da alteração do sinal após a filtragem do sinal original de emissão acústica por meio
da sua média quadrática RMS é mostrado na Figura 23.
31
Figura 23 – Filtragem do sinal original de emissão acústica.
Fonte: adaptado de Webster et al. (1996).
1.2.4 A Emissão Acústica na Retificação
A Figura 24 apresenta as fontes de geração de emissão acústica na região de corte no
processo de retificação. Pode-se ver nessa Figura que todos os fenômenos diretamente ligados
ao processo, como a fratura do ligante e do abrasivo, as trincas do grão abrasivo, o atrito entre
o grão e a peça e a deformação elástica do material que está prestes a se transformar em
cavaco, geram emissão acústica. Esses fenômenos estão diretamente ligados ao desgaste do
rebolo, isto é, o desgaste influencia todos esses fenômenos e é influenciado por eles
(HUNDT; LEUENBERGER; REHSTEINER, 1994). Para a aplicação em retificação
centerless, devido à sua configuração, devem ser somadas as fontes de atrito provindas do
contato peça/régua suporte e peça/rebolo de arraste. A intensidade desses fenômenos é
diretamente proporcional ao sinal de emissão acústica mensurável (VIEIRA, 2002).
32
Figura 24 – Principais fontes de ondas elásticas na retificação.
Fonte: Hundt et al. (1994).
A emissão acústica no processo de retificação, apesar de captar sinais de alta
frequência, insensíveis a muitos ruídos externos ao processo, pode conter ainda ruídos
provenientes de contatos e deformações dos componentes da máquina (DORNFELD; LIU,
1993). Por esse motivo, o sensor de emissão acústica deve ser fixado o mais próximo possível
da região onde o sinal de interesse é gerado.
A emissão acústica necessita de um meio físico de propagação, sendo que na
retificação os mais utilizados são os componentes metálicos da máquina que estão em contato
com a região de corte, como o suporte da ferramenta de dressagem, a régua de apoio, o cubo e
o eixo do rebolo. O sensor pode ainda ser fixado no tubo de fluido de corte, utilizando este
como meio físico de propagação do sinal. Segundo Beattie (1983), o sinal de emissão acústica
sofre uma atenuação a cada interface que ultrapassa. Portanto, essas interfaces devem sempre
ser lubrificadas, aumetando-se a área real de contato e minimizando, com isso, essas
atenuações.
A seguir, serão apresentadas as aplicações da emissão acústica no processo de
retificação mais comumente encontradas na literatura, sendo que será enfatizada a retificação
periférica cilíndrica, pois esta é a mais aplicada na indústria de autopeças, enquanto a
retificação plana tangencial é utilizada quase que exclusivamente em ferramentarias.
33
1.2.4.1 Detecção de Contato Peça/Rebolo
A detecção de contato é realizada basicamente com duas finalidades: otimização do
ciclo de retificação, via diminuição do tempo que o rebolo permanece em contato com o ar em
avanço de trabalho (o sistema para esse fim é chamado gap-less), e detecção de colisões.
Como exemplo, a Figura 25 apresenta o início do ciclo de retificação cilíndrica de
mergulho num processo sem monitoramento dessa característica. As peças chegam à operação
de retificação com tolerâncias relativamente abertas denominadas “folgas flutuantes”, pois
estas variam de uma peça para outra. Em função dessas folgas flutuantes, o rebolo se
aproxima da peça em avanço rápido, mas interrompe esse avanço numa posição distante da
peça, deixando uma margem de segurança apropriada, a fim de evitar colisão. Uma vez
atingida a posição de segurança, o avanço comuta para velocidade de desbaste. Utilizando-se
esse procedimento, o rebolo entra em contato com a peça sempre tardiamente, com muito
tempo não-produtivo perdido com retificação em vazio (KLUFT, 1994).
Figura 25 – Ciclo de retificação cilíndrica de mergulho.
Fonte: adaptado de Kluft (1994).
O gap-less visa minimizar o tempo não-produtivo mencionado anteriormente,
conforme pode-se observar na Figura 26, por meio da utilização de uma velocidade de avanço
maior que a de desbaste (mas menor que o avanço rápido da máquina) entre as posições de
34
segurança e posição real de cada peça. Quando o rebolo realmente entra em contato com a
peça, a emissão acústica detecta esse contato e informa esse acontecimento ao comando da
máquina, que imediatamente comuta a velocidade de avanço do rebolo. Kluft (1994) utilizou
um limite pouco acima do nível de ruídos para definir esse contato. Felipe Junior (1996)
concluiu que, utilizando-se o gap-less, ocorre uma penetração do rebolo na peça com
velocidade de avanço maior que a de desbaste. Essa penetração apresenta uma relação direta
com a velocidade de aproximação e com o nível do sinal de emissão acústica estabelecido
para detectar esse contato (sensibilidade).
Figura 26 – Uso da detecção de contato para reduzir o tempo de retificação em vazio.
Fonte: Kluft (1994).
O dispositivo denominado anticolisão utiliza, em geral, uma tabela de decisão que leva
em consideração a velocidade de deslocamento do rebolo e o nível RMS de emissão acústica.
A presença de emissão acústica quando o rebolo estiver se deslocando em alta velocidade
indica que ocorreu uma colisão. O aparelho de monitoramento envia então um comando ao
CNC da máquina para recuar o rebolo a uma posição segura. Devido à alta sensibilidade da
emissão acústica, essa colisão não provoca maiores danos ao sistema máquina-ferramenta-
35
dispositivo de fixação-peça, minimizando-se os prejuízos, principalmente os relativos ao
custo de máquina parada. Felipe Junior (1996) implementou o sistema de detecção de colisão
por meio da emissão acústica e constatou que, avançando o rebolo em direção à peça com
velocidade G0 (avanço rápido), que é a máxima permitida pela máquina, o dano máximo
provocado na peça foi da ordem de 200 µm, detectado antes que a peça completasse uma
volta, e tal dano foi insuficiente para retirar a peça de sua fixação, o que indica que a emissão
acústica detectou a colisão com eficiência, ou seja, rapidamente.
1.2.4.2 O Centelhamento Acelerado
O sistema peça-rebolo-máquina sofre uma deformação elástica no início do ciclo de
retificação, deformação que depende da rigidez do sistema e que gera um atraso do avanço
real do rebolo em relação ao que foi especificado na máquina. Após esse atraso, o avanço real
iguala-se ao avanço específico e, no fim do ciclo, o rebolo precisa permanecer estacionado na
posição final para possibilitar a remoção do material que não foi retirado devido à deformação
elástica do conjunto máquina-peça, já que, uma vez cessado o avanço, este tende a recuperarse. Esse tempo de recuparação é denominado tempo de centelhamento e tem como
característica uma diminuição da taxa de remoção de cavaco a cada volta completada pela
peça, ocupando aproximadamente 30% do tempo de ciclo.
Malkin (2008) propõe um método para reduzir o tempo de centelhamento na
retificação cilíndrica de mergulho, denominado centelhamento acelerado. Esse método
consiste em ultrapassar a dimenssão especificada de um valor predeterminado com velocidade
de avanço idêntica à utilizada durante o corte e depois recuar à dimensão final da peça. Nessa
dimensão, o rebolo deve permanecer somente o tempo suficiente para uma remoção da peça,
o que reduz bastante o tempo de ciclo de retificação. A dificuldade de implantação dessa
técnica reside na determinação em tempo real do tempo de deformação elástica.
Baldo (1994) concluiu que a emissão acústica pode ser utilizada para determinação
desse tempo de deformação elástica e consequentemente auxiliar a implementação do
centelhamento acelerado.
O nível de RMS de emissão acústica possui boa relação com a profundidade de
usinagem, podendo, portanto, indicar o momento em que o centelhamento não está mais
removendo material e, nesse instante, finalizá-lo, o que evita que o rebolo permaneça na
36
posição de centelhamento por mais tempo que o necessário, o que é comum em processos
não-monitorados (OLIVEIRA et al., 1992).
1.2.4.3 O Estado de Afiação do Rebolo
Dornfeld e Cai (1984) analisaram a variação do RMS da emissão acústica com o
desgaste e empastamento do rebolo. Esses pesquisadores utilizaram uma retificadora plana e
monitoraram a emissão acústica (faixa de frequência entre 100 e 800 Khz), a força tangencial
de retificação e a posição do rebolo em tempo real, além de efetuarem uma medição da
quantidade de partículas incrustadas na superfície do rebolo. Esses autores concluíram que a
energia da emissão acústica aumenta com o empastamento do rebolo e com o aumento da
força tangencial de retificação.
Inasaki e Okamura (1985) mostraram que as frequências do sinal de emissão acústica
que apresentam valores de pico maiores, assim como o nível RMS da emissão acústica
aumentam com o aumento do desgaste do rebolo.
Tanto Dornfeld e Cai (1984) quanto Inasaki e Okamura (1985) mostraram que a
emissão acústica apresenta relação com o desgaste do rebolo, mas não mencionaram em seus
trabalhos a indição do fim de vida do rebolo, não citando nem mesmo se a vida do rebolo foi
esgotada em seus ensaios.
O momento de dressagem deve ser definido antes que ocorram danos térmicos à peça,
porém um mecanismo que detecte esses danos seria muito interessante para aumentar a
confiabilidade do sistema em relação à qualidade das peças. Com base nisso, Webster,
Marinescu e Bennet (1994) mostraram que a amplitude do sinal RMS de emissão acústica é
bem maior (da ordem de três vezes) quando ocorre a queima da peça, e Eda et al. (1985)
conseguiram detectar trincas decorrentes de condições excessivamente severas de retificação
utilizando um sinal de emissão acústica com sinal filtrado na faixa de frequência entre 600 e
800 KHz (filtro passa-banda).
1.2.4.4 Dressagem e Correção da Posição Diametral do Rebolo
Existem duas estratégias para reduzir o dispêndio de uma empresa com rebolos. A
primeira é aumentar o número de peças produzidas entre duas dressagens consecutivas e a
37
segunda é diminuir a quantidade de material removido em cada dressagem. Ambas as
estratégias, se automatizadas, podem reduzir também o tempo de dressagem, o tempo de
usinagem e o trabalho do operador (OLIVEIRA; DORNFELD, 1994).
Kluft (1994) propõe um sistema de monitoramento para garantir a qualidade da
dressagem, bem como reduzir o tempo gasto na mesma, esquematizado na Figura 27.
Figura 27 – Dressagem ótima com monitoramento do processo.
Fonte: adaptado de Kluft (1994).
Da Figura 27, pode-se observar que Kluft (1994) utiliza a detecção de contato do
rebolo, que é similar à detecção de contato da peça. Outra característica do sistema de
monitoramento desse autor é a detecção do momento em que o rebolo recuperou sua forma
original. Isso é feito com o auxílio da emissão acústica e janelas de tempo, ou seja, o sistema
de monitoramento é acionado logo após o rebolo entrar em contato com o dressador e
desativado pouco antes do término desse contato. Caso o sinal sofra uma queda abaixo de
limites especificados dentro da janela de tempo, o CNC ordena que um novo passe de
dressagem seja efetuado, pois a superfície do rebolo ainda possui falhas. Somente quando o
sinal de emissão acústica se mostrar constante dentro de determinados limites é que se
interrompe a dressagem, pois, nesse momento, o perfil do rebolo já está reestabelecido. Felipe
Junior (1996) otimizou ainda mais o tempo de dressagem baseado na estratégia de
monitoramento da dressagem idealizada por Kluft (1994), dividindo a dressagem em passes
38
de desbaste com velocidades e profundidades maiores e um passe de acabamento com
velocidade e profundidade menores, onde a agressividade desejada do rebolo é conseguida.
Oliveira e Dornfeld (1994) concluíram que a emissão acústica é eficiente na detecção
do contato entre rebolo e dressador, pois é bastante sensível e efetua essa detecção sem que o
rebolo seja danificado.
1.2.5 Monitoramento por meio de Emissão Acústica
O monitoramento da retificação cilíndrica com sensores fixados ao dispositivo de
contraponto permitiu a König e Meyen (1990) distinguirem as fases de desbaste, acabamento
e sparkout ou acabamento fino após a transformação em RMS do sinal de emissão acústica. O
resultado foi proposto como um modelo de monitoramento universal em tempo real capaz de
identificar as diferentes fases do processo com intensidades proporcionais às suas taxas de
remoção. Os sinais ainda foram usados para detectar vibrações chatter através do componente
dinâmico da emissão acústica.
D esb aste
0 ,8
Amplitude da E.A.
V
0 ,6
A ca bam en to
0 ,4
A cab am en to fin o
0 ,2
E n trad a
0
5
10
15
20
S
T em p o d e co rte
Figura 28 – Sinal de emissão acústica na retificação.
Fonte: König e Meyen (1990).
Blum, Dornfeld e Inasaki (1990) monitoraram a retificação cilíndrica e plana com o
objetivo de entender os sinais gerados pelo contato e o centelhamento do rebolo-peça. Foram
monitoradas diversas etapas do processo com rebolos afiados e não-afiados. Os autores
mostraram que o sinal de emissão acústica apresenta uma queda de nível a cada passe, o que
39
significa que a deformação da máquina está sendo eliminada. Quando o sinal se estabiliza, o
centelhamento está finalizado e não há mais remoção de material, apenas atrito dos grãos do
rebolo na peça.
König e Klumpen (1993) monitoraram a dressagem do robolo de corte na tentativa de
estabelecer um limite abaixo do qual o sinal RMS de emissão acústica provocasse a emissão
de um sinal de alerta. Entretanto, como esse modelo dependia de um sinal constante de EA,
fez-se necessário dividir o perfil do rebolo em elementos geométricos com limites individuais
em casos de rebolos perfilados como explica a Figura 29. Do contrário, esse método só pode
ser utilizado em dressagens de rebolos de perfil reto.
Geometria do rebolo
Rebolo reto
Rebolo perfilado
Alerta
EA - URMS
EA - URMS
EA
Tempo de dressagem td
Alerta
Tempo de dressagem td
Figura 29 – Sinais acústicos de dressagem para rebolo reto e perfilado.
Fonte: König e Klumpen (1993).
O modelo proposto por Vieira (2002) foi criado para fornecer, entre outras respostas,
um diagnóstico de toda a superfície do rebolo, em forma de um mapa acústico, durante a
operação de dressagem no processo de retificação centerless de mergulho. A metodologia
incluiu o uso de um sensor indutivo de proximidade para disparar um gatilho de início e fim
da aquisição do sinal de emissão acústica a cada rotação do rebolo durante a dressagem. A
concepção básica do sistema é mostrada na Figura 30.
40
Figura 30 – Concepção básica do sistema de mapeamento.
Fonte: Vieira (2002).
Esses sinais foram interrompidos em intervalos de tempo reduzidos, da ordem de
milissegundos, devido à alta velocidade de rotação do rebolo de corte. Os sinais foram
posicionados no gráfico em três dimensões de forma a mostrar a condição final da superfície
do rebolo após cada passe de dressagem. A Figura 31 mostra a forma de construção do sinal
RMS em cada revolução do rebolo.
41
Vs
Grinding Wheel
Abrasive Grains
RMS unit
AE Sensor
Time
Wheel Axis direction
AE Amplitude
Diamond Tool
Perimetral direction
3D Picture
Figura 31 – Procedimento de construção do mapa do rebolo no processo de
dressagem.
Fonte: Vieira (2002).
O modelo mostrou-se bastante eficaz no diagnóstico da condição da superfície do
rebolo por meio da uniformidade do sinal de emissão acústica RMS ao longo da dressagem.
As causas dessa irregularidade, porém, devem ser investigadas, pois podem, por exemplo, ser
ocasionadas por problemas na variabilidade dimensional ou estrutural das peças retificadas ou
deformação na estrutura da máquina (GOMES, 2001). As Figuras 32, 33 e 34 mostram três
passes duplos de dressagem (movimentos de ida e volta do dressador) em um rebolo
propositalmente danificado. Os gráficos mostraram uma melhoria gradual da uniformidade da
dressagem eliminando o risco de reinício da operação de retificação em condições
inadequadas ou de passes excessivos de dressagem que exigiriam maior tempo de interrupção
da produção e maior consumo do rebolo de corte.
42
Dressagem
de volta
Dressagem
de ida
Figura 32 – 1º passe de dressagem, realizado para a correção da superfície do rebolo.
Fonte: Vieira (2002).
Figura 33 – 2º passe de dressagem, realizado para correção da superfície do rebolo.
Fonte: Vieira (2002).
43
Figura 34 – Último passe de dressagem, realizado para correção da superfície do
rebolo.
Fonte: Vieira (2002).
44
45
2 MATERIAIS E MÉTODOS
Os experimentos foram realizados em uma indústria de autopeças de alto volume de
produção. O primeiro objetivo foi determinar as melhores condições de dressagem. O objetivo
seguinte foi analisar os sinais de emissão acústica para essa condição e compará-los aos sinais
das demais condições de dressagem estudadas. A última análise objetivou determinar se é
possível estipular limites para os sinais de emissão acústica de forma a garantir que cada
operação de dressagem seja feita nas melhores condições antes do reinício do processo
produtivo.
2.1 Equipamentos Utilizados
Os ensaios foram conduzidos em uma retificadora centerless de passagem do
fabricante Cincinnati modelo Twin Grip 350-20, em operação de acabamento, conforme
Figura 35. Esse equipamento faz parte de uma célula de tratamento térmico e retificação,
composta por uma têmpera por indução, que gera uma camada endurecida na peça, uma
endireitadeira de dois rolos, que corrige o empenamento causado pelas tensões superficiais da
têmpera e uma primeira retificadora centerless similar a esta da Figura 35, que retira uma
camada superficial de material da peça em operação de desbaste.
Figura 35 – Retificadora centerless de passagem utilizada marca Cincinnati
modelo Twin Grip 350-20.
Fonte: autoria própria.
46
Foram utilizados um sensor de emissão acústica de alta precisão e um módulo de
aquisição do sinal da marca Sensis modelo DM42 conforme Figura 36.
Figura 36 – Módulo de aquisição de sinal EA Sensis DM42 utilizado.
Fonte: IFET (cedida pelo prof. Jalon Vieira).
O sensor de emissão acústica foi fixado ao suporte do dressador do rebolo de corte por
meio de um parafuso para aquisição dos sinais conforme Figura 37.
Figura 37 – Sensor de emissão acústica parafusado ao suporte do dressador.
Fonte: autoria própria.
Um esquema com os principais componentes do processo de retificação centerless
estudado é mostrado na Figura 38. Uma fila de peças passa pelo vão de retificação onde seu
movimento axial e giratório é suportado pela régua de apoio e pelo contato com os rebolos de
arraste e de corte.
47
Figura 38 – Configuração do processo onde foram feitos os experimentos.
Fonte: autoria própria.
Foi utilizado um rebolo de corte de fabricação Saint Goban, marca Norton, com
abrasivos de Óxido de Alumínio, granulação 220 (escala Mesh), 600 mm de diâmetro inicial e
500 mm de comprimento conforme Figura 39.
Figura 39 – Rebolo de corte Norton utilizado nos experimentos.
Fonte: autoria própria.
Os corpos de prova foram peças cilíndricas de 12,4 mm de diâmetro e 371 mm de
comprimento em aço com C=0,45%, Mn=0,50%, Si=0,15%, P=0,045% máximo e S=0,045%
máximo. Esses corpos de prova foram previamente trefilados, temperados superficialmente
com dureza de 73 HRA a uma profundidade de 0,75 mm, endireitados para corrigir
48
empenamento causado pela têmpera e retificados em uma retificadora centerless de desbaste
com rebolo ART A80 do mesmo fabricante. Foi utilizado um rugosímetro digital MAHR
PERTHOMETER modelo M2 WERK com cut off de 5,6 mm para a medição da rugosidade
dos corpos de prova e um equipamento de medição tridimensional ZEISS CONTURA G32
para medição de sua circularidade e cilindricidade.
2.2 Ensaios Experimentais
Primeiro, foram discutidas as condições gerais do processo e analisado o histórico dos
controles de rugosidade para determinação de condições ideais de retificação do ponto de
vista dessa variável de saída. Depois de checados os principais parâmetros, levando-se em
consideração a experiência dos operadores e engenheiros de processo, foram atingidas as
melhores condições possíveis para início dos experimentos.
Para determinação dos ensaios necessários, foram estudados os principais parâmetros
de dressagem a serem variados para determinação estatística das melhores condições para
essa operação. Foi planejado um projeto de experimentos (DOE) em nove condições de
dressagem variando a profundidade e a velocidade de avanço do dressador conforme a Tabela
2.
Rascalha (2011) testou a influência da profundidade de corte e velocidade de avanço
do dressador, mas combinaram com uma terceira variável de entrada, a rotação do rebolo de
arraste, para determinar sua influência na rugosidade e circularidade das peças usinadas.
Neste trabalho, estão sendo testadas apenas as variáveis relacionadas diretamente à dressagem
com o principal objetivo de verificar as diferenças nos sinais de emissãoa cústica e a
viabilidade da determinação de limites para esses sinais como forma de monitoramento da
dressagem.
49
Tabela 2 – Planejamento de experimentos.
1
1
Produndidade de
Dressagem (mm)
0,06
9
2
0,06
99
7
3
0,06
129
2
4
0,09
69
4
5
0,09
99
3
6
0,09
129
5
7
0,14
69
6
8
0,14
99
8
9
0,14
129
Ordem dos Ensaios
Ensaios
Velocidade de
Dressagem (mm/min)
69
Para cada uma dessas condições, foi feita uma dressagem com medição do sinal de
emissão acústica e, em seguida, foram retificados e descartados 15 corpos de prova para que o
processo se estabilizasse e o diâmetro acabado das peças fosse corrigido. Sem interrupção da
fila de peças retificadas, foram considerados os cinco próximos corpos de prova de cada
ensaio para medição da rugosidade, circularidade e cilindricidade.
Para cada operação de dressagem, o carro dressador foi recuado inicialmente para
antes da face de entrada do rebolo de corte em velocidade rápida com profundidade zero de
dressagem e, em seguida, foram iniciadas a dressagem e a aquisição do sinal de forma que o
dressador ficasse avançado (após a face de saída do rebolo de corte) durante a retificação dos
corpos de prova. Esse procedimento foi feito para evitar falhas durante esse recuo do
dressador (sparkout) devido a folgas ou qualquer outro fator que provocasse o contato do
dressador com o rebolo após a conclusão da dressagem.
Um único passe de dressagem foi efetuado em cada ensaio, já que o tempo de
dressagem é considerado muito alto devido ao comprimento elevado do rebolo e, portanto, é
muito comum a execução de passe único nessa configuração do processo. Além disso, ficou
evidenciado que as profundidades de dressagem ensaiadas são suficientes para a completa
remoção de cavacos ou outras partículas impregnadas na superfície do rebolo, além de
provocar a remoção ou quebra dos grãos em níveis suficientes para recuperar a uniformidade
e poder de corte do rebolo. Exceções são esperadas quando houver danos anormais na
superfície de trabalho do rebolo, como nos casos de batidas causadas pela sobreposição de
50
peças no vão de retificação, ou imperfeições do rebolo que causem arrancamento de partes da
sua superfície.
2.3 Processamento dos Sinais de emissão acústica
A aquisição de sinais de emissão acústica baseou-se em um sensor piezelétrico em
uma unidade de processamento do sinal modelo Sensis DM-42, com uma taxa de aquisição de
5000 amostras por segundo, e uma placa de aquisição da National Instruments, modelo PCI6210E com dois canais analógicos de entrada e frequência de amostragem de 2,5 MHz. Para
evitar a variação de tensão e reduzir os ruídos, foi utilizado um filtro anti-aliasing acoplado a
todo sistema. A interface LABVIEW/Matlab foi empregada para o monitoramento e
interpretação dos sinais. A decomposição através do filtro da Wavelet permitiu a suavização
dos dados originais.
Figura 40 – Equipamentos utilizados para a aquisição do sinal de emissão acústica.
Fonte: autoria própria.
51
3 RESULTADOS E DISCUSSÕES
Serão apresentados os resultados obtidos pela aquisição do sinal de emissão acústica
durante a dressagem e pelo tratamento dado a esses sinais nos diferentes ensaios. Serão
determinados estatisticamente os melhores parâmetros de profundidade de dressagem e
velocidade de avanço do dressador para esse processo, considerando-se as condições em que
foram realizados os ensaios. Será estudada ainda a influência de cada um desses parâmetros
na rugosidade das peças produzidas, principal variável de saída do processo.
3.1 Análise dos Parâmetros de Dressagem
Inicialmente, foram analisados os resultados de circularidade e cilindricidade. Uma
análise estatística de normalidade dessas variáveis de saída foi feita usando-se o software
MiniTab e os resultados são mostrados nas Figuras 41 e 42.
Figura 41 – Teste de normalidade para a circularidade (mm) como variável de saída.
Fonte: software MiniTab.
52
Figura 42 – Teste de normalidade para a cilindricidade (mm) como variável de saída.
Fonte: software MiniTab.
Os resultados mostraram Pvalue = 0,039 para circularidade e Pvalue = 0,042 para
cilindricidade; portanto, ambos menores que 0,05. Por esse motivo, podemos considerar que
os valores de circularidade e cilindricidade não têm comportamento normal nas condições
ensaiadas.
A análise seguinte diz respeito aos melhores parâmetros de dressagem. As medições
de rugosidade foram feitas em três regiões de cada corpo de prova: no centro e em cada uma
das extremidades da sua superfície. Após cada um dos nove experimentos de dressagem com
diferentes parâmetros definidos na Tabela 2 da última seção, foram medidas cinco réplicas.
As médias dessas rugosidades foram relacionadas a cada uma das condições de dressagem
testadas. Primeiramente, foi feita uma análise da normalidade desses resultados conforme
mostrado na Figura 43.
53
99
Mean
0,9524
StDev
0,1294
N
45
AD
0,237
P-Value 0,774
95
90
Porcentagem
80
70
60
50
40
30
20
10
5
1
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
µm Rz
Figura 43 – Teste de normalidade para a rugosidade (µ
µm Rz) como variável de saída.
Fonte: software MiniTab.
Os resultados mostraram um valor de Pvalue = 0,774, maior que 0,05; portanto,
podemos considerar que os valores de rugosidade têm comportamento normal.
Diante dos resultados observados, podemos afirmar com 95% de confiança que os
parâmetros de profundidade de dressagem e velocidade de avanço do dressador têm
significância sobre os resultados de rugosidade. A média de rugosidade Rz obtida nos 45
corpos de prova foi de 0,9524 µm e o desvio padrão foi de 0,1294 µm.
Em seguida, foi feita uma análise de ANOVA, conforme Tabela 3, e o resultado
mostrou R2 = 81,72%, ou seja, existe boa proporção da variabilidade dos parâmetros nas
observações da rugosidade. Os valores calculados de Pvalue foram de 0,015 para a velocidade
de dressagem, 0,225 para a profundidade e 0,12 para a interação entre as duas, o que mostra
somente o primeiro parâmetro como significativo para a rugosidade dos corpos de prova, ou
seja, menor que 0,05.
54
Tabela 3 – Estudo de ANOVA para rugosidade em função da profundidade e
velocidade de dressagem.
Grau de
Liberdade
2
Fonte de variação
Velocidade de dressagem
Profundidade de dressagem
Profundidade*Velocidade de
dressagem
Erro
Soma dos Quadrados
Quadrados
Médios
0,12295
0,06148
Fcalc
P–Valor
4,71
0,015
2
0,04059
0,0203
1,56
0,225
4
0,10289
0,02572
1,97
0,120
0,4698
0,01305
36
2
R = 81,72%
Em seguida, foi feito um delineamento de experimentos para entender a influência de
cada variável de entrada no comportamento da rugosidade das peças retificadas. A Figura 44
mostra a velocidade de dressagem como uma variável preditora mais influente que a
profundidade de dressagem na rugosidade Rz.
Velocidade [mm/min]
1,04
Profundidade [mm]
Média para Rz
1,02
1,00
0,98
0,96
0,94
0,92
0,90
69
99
129
0,06
0,09
0,14
Figura 44 – Influência da velocidade e da profundidade de dressagem na rugosidade.
Fonte: software MiniTab.
Nesta análise, deve-se considerar que a profundidade de dressagem não pode ser
reduzida em excesso, pois é preciso garantir que as partículas indesejáveis, impregnadas na
superfície do rebolo, sejam removidas. Outro aspecto importante é a remoção excessiva de
material do rebolo que pode levar a um aumento no seu consumo. Estudos anteriores em
55
condições similares (RASCALHA et al., 2012) mostraram que, apesar de a remoção de
material do rebolo ser maior em alguns casos, seu consumo não é afetado pelo aumento da
profundidade de dressagem, pois essa condição aumenta o intervalo de tempo até que se faça
necessária uma nova dressagem.
A conclusão daquele trabalho foi que a irregularidade da superfície do rebolo é melhor
corrigida com profundidades maiores de dressagem e, portanto, acontece um aumento na
duração das características do processo após cada dressagem. A Figura 45 mostra o
comportamento da rugosidade em função da interação entre velocidade e profundidade de
dressagem.
1,05
Velocidade
[mm/min]
69
99
129
Média Rz
1,00
0,95
0,90
0,85
0,80
0,06
0,09
0,14
Profundidade [mm]
Figura 45 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem na
rugosidade (µ
µm Rz).
Fonte: software MiniTab.
Somente na menor velocidade de avanço testada (69 mm/min), o aumento da
profundidade de dressagem provoca um aumento aproximadamente linear na rugosidade das
peças. Deve-se considerar, entretanto, que essa velocidade é indesejada, pois aumenta o
tempo de interrupção do processo a cada dressagem. A velocidade de avanço de 99 mm/min
mostrou melhor resultado de rugosidade quando combinada com a profundidade
56
intermediária, o que sugere uma melhor condição de parâmetros se considerarmos o tempo de
interrupção da produção 33% menor a cada dressagem.
A maior velocidade de avanço de 129 mm/min mostrou os valores mais elevados de
rugosidade independentemente da profundidade de dressagem utilizada. Considerando a
largura do dressador conglomerado bd = 10 mm e seu avanço por rotação do rebolo como 129
mm/min / 900 rpm, ou seja, fad = 0,1433, o grau de recobrimento do rebolo foi de:
௕ௗ
ܷ݀ ൌ ௙௔ௗ = 70
Esse valor do grau de recobrimento, ainda que aparentemente elevado se comparado a
processos com dressadores de ponta única, não pareceu suficiente para homogeneizar a
superfície de corte do rebolo ou para causar a quebra dos grãos abrasivos na proporção
desejada. Os resultados sugerem que a condição de dressagem ideal para atingimento de
valores de rugosidade mais reduzidos é quando Ud ≥ 90, pois para as duas velocidades de
avanço restantes os valores são de aproximadamente 91 e 130, respectivamente. Os melhores
resultados de rugosidade foram conseguidos combinando a menor velocidade de avanço de 69
mm/min com a menor profundidade de dressagem de 0,06 mm.
3.2 Análise dos Resultados dos Sinais de Emissão Acústica
Uma vez concluídas as análises sobre os parâmetros mais indicados para a dressagem
do rebolo de corte, concentrou-se no entendimento dos sinais de emissão acústica gerados
durante cada operação de dressagem. A primeira análise estatística realizada foi a análise da
normalidade dos resultados de emissão acústica máximo conseguidos com diferentes
parâmetros de dressagem. A Figura 46 mostra o gráfico deste estudo.
57
99
Mean
0,7733
StDev
0,3114
N
9
AD
0,393
P-Value 0,296
95
90
Porcentagem
80
70
60
50
40
30
20
10
5
1
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
EA Máx
[RMS]
EA
Figura 46 – Estudo de normalidade do sinal de emissão acústica para diferentes
parâmetros de dressagem.
Fonte: software MiniTab.
Este estudo mostra um valor de Pvalor = 0,296, maior que 0,05; portanto, podemos
considerar que os resultados têm comportamento normal. Diante dos resultados observados,
podemos afirmar com 95% de confiança que os parâmetros de profundidade de corte e
velocidade de avanço da ferramenta diamantada têm significância sobre os resultados do sinal
de emissão acústica.
A média dos valores de EA medidos em cada um dos nove ensaios foi de 0,7733 RMS
e o desvio padrão foi de 0,3114 RMS. Em cada teste, foram salvos os dados do sinal original
de emissão acústica e seu valor filtrado (RMS) segundo o conceito de valor eficaz. Em
reguida, foi feita uma análise de ANOVA, conforme Tabela 4, e os valores calculados de
Pvalor foram de 0,73 para a velocidade de dressagem, 0,02 para a profundidade e 0,23 para a
interação entre as duas, o que mostra somente a profundidade de dressagem como
significativa para o sinal de EA, ou seja, menor que 0,05.
58
Tabela 4 – Estudo de ANOVA para EARMS máximo em função da profundidade e
velocidade de dressagem.
Grau de
Liberdade
2
Soma dos
Quadrados
0,0182
Quadrados
Médios
0,0091
Profundidade de dressagem
2
0,6506
0,3253
0,02
Profundidade x Velocidade
4
0,1068
0,0267
0,23
Erro
4
0,1086
0,0267
Fonte de variação
Velocidade de dressagem
P – Valor
0,73
Em seguida, foi feito um segundo DOE para entender a influência de cada variável de
entrada no comportamento do sinal de emissão acústica. A Figura 47 mostra a profundidade
de dressagem como uma variável de entrada mais influente que a velocidade de dressagem no
sinal de EA.
Velocidade [mm/min]
Profundidade [mm]
1,0
Média do EA Máx
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
69
99
129
0,06
0,09
0,14
Figura 47 – Influência da velocidade (mm/min) e profundidade de dressagem (mm) no
sinal de EA.
Fonte: software MiniTab.
Esses resultados mostram que a velocidade de dressagem, apesar de significativamente
influente nos resultados de rugosidade, não tem influência significativa sobre o sinal de EA
captado, enquanto que um aumento na profundidade de dressagem leva a um considerável
aumento no valor máximo do sinal de EARMS. Segundo Malkin (2008), o desgaste por atrito, a
59
fratura do grão e a fratura do ligante são os três principais tipos de mecanismos de desgaste do
rebolo e principalmente os últimos dois podem ser observados durante a dressagem.
Karpuschewiski (2001) definiu como fontes principais da liberação rápida de energia dentro
de um material submetido a um estímulo externo, ou seja, fontes de emissão acústica
relacionadas à dressagem, o impacto elástico, a fratura do grão, a fratura do ligante e a
indução térmica de mudanças estruturais.
Todas as fontes de emissão acústica citadas no parágrafo anterior parecem estar mais
relacionadas à profundidade de dressagem do que à velocidade de avanço do dressador, o que
explica o comportamento estatístico dos resultados medidos durante os ensaios. A Figura 48
mostra o comportamento do sinal em função da profundidade de dressagem e velocidade de
avanço da ferramenta.
Média sinal de Emissão Acústica
1,2
Velocidade
[mm/min]
69
99
129
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,06
0,09
0,14
Profundidade [mm]
Figura 48 – Influência da interação velocidade x profundidade de dressagem no sinal de
emissão acústica (RMS).
Fonte: software MiniTab.
O gráfico mostra uma considerável variação no nível do sinal com o aumento da
profundidade de dressagem. Para as velocidades de avanço 69 e 129 mm/min, o
comportamento é quase linear, o que torna plausível a explicação dos parágrafos anteriores
baseada na revisão bibliográfica. Além disso, as duas curvas são quase sobrepostas, o que
60
mostra nitidamente a baixa influência da velocidade de dressagem na intensidade do sinal. Já
para a velocidade de 99 mm/min, o ponto intermediário, correspondente à profundidade de
0,09 mm, mostra uma provável causa especial. A Figura 49 mostra a correlação entre a
rugosidade (Rz) e a amplitude do sinal de emissão acústica. Por meio do método de regressão
linear, foi determinada uma equação relacionando essas duas variáveis de saída.
EA = 0,15 + 0,65 * Rugosidade
(5)
EA (RMS)
Rugosidade (µm Rz)
Figura 49 – Correlação entre rugosidade (µ
µm Rz) e sinal de emissão acústica (RMS).
Fonte: software Matlab.
A diferença no comportamento das duas variáveis de saída se explica pela diferença
entre a significância da influência das variáveis de entrada em cada uma, especialmente a
profundidade e velocidade de dressagem, conforme explicado anteriormente.
A próxima análise será feita sobre o comportamento do sinal ao longo da dressagem
do rebolo. Para melhor entendimento das diferenças entre o sinal original e o sinal filtrado, as
Figuras 50 e 51 mostram o sinal captado durante o mesmo ensaio nas duas configurações para
efeito de comparação.
61
Figura 50 – Sinal original de EA para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,06 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Figura 51 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem de 0,06 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Tanto o sinal original quanto o filtrado da emissão acústica mostram muito bem a
uniformidade da retirada de material do rebolo pela ferramenta de dressagem e parece
perfeitamente possível a determinação de limites aceitáveis para esse sinal com o objetivo de
62
liberar o processo para produção com boa segurança sobre as condições da superfície do
rebolo de corte.
Contudo, uma análise mais abrangente dos sinais, em condições diferentes de
parâmetros de dressagem, mostra uma oscilação ao final da extensão do rebolo como mostram
as Figuras 52, 53 e 54.
Figura 52 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 69
mm/min e profundidade de dressagem 0,09 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Figura 53 – Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 99
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
63
Figura 54 - Sinal de EA filtrado para dressagem com velocidade de avanço de 129
mm/min e profundidade de dressagem de 0,09 mm.
Fonte: software LABVIEW/Matlab
Essa constatação exigiu uma investigação sobre as causas desse desgaste irregular do
rebolo e foi observado que, quando cada peça é finalizada e sai do vão de retificação, sua
relação entre o diâmetro de 12,4 mm e o comprimento de 371 mm resulta em uma
possibilidade de vibração capaz de provocar quebra e arrancamento de grãos abrasivos do
rebolo nessa região. Esse problema pode ser evitado ajustando as guias de saída das peças do
vão de retificação.
Outra possível causa para o comportamento do rebolo de corte é a forma com que o
rebolo de arraste é dressado e inclinado em relação a ele (ângulo de rotação do rebolo de
arraste δr mostrado na Figura 12). Segundo König e Klocke (1997), a linha de contato da peça
com o rebolo de arraste não deve ser paralela à linha de contato entre a peça e o rebolo de
corte. Essa inclinação da linha de contato é essencial para dividir o esforço de usinagem ao
longo do rebolo de corte. Se houver excesso nessa inclinação, a usinagem da peça se iniciará
com baixa remoção de material e, ao final do vão de retificação, os esforços terão que ser
muito grandes para atingir a taxa desejada de remoção de material da peça. Essa condição
tende a causar um desgaste muito grande do final do rebolo de corte, o que pode levar ao
comportamento observado pelos sinais de emissão acústica captados durante a dressagem
conforme apresentado anteriormente nas Figuras 52, 53 e 54.
64
65
CONCLUSÕES
Com base nas análises estatísticas, nas observações e no estudo das referências
bibliográficas, pode-se concluir que:
para a menor velocidade de avanço da ferramenta de dressagem (66 mm/min), ou
seja, maior grau de recobrimento, a menor profundidade de dressagem (0,06 mm) gera a
menor rugosidade das peças retificadas. Entretanto, essa condição deve ser avaliada do ponto
de vista de dispêndio de tempo com interrupção do processo para dressagem do rebolo de
corte. Essa preocupação deve ser reforçada quando as condições do processo causarem um
desgaste irregular do rebolo, já que neste caso deve ser feita uma primeira dressagem com
profundidade e velocidade maiores para correção da cilindricidade do rebolo.
O sinal de emissão acústica pode facilmente ser utilizado para monitorar a operação
de dressagem do rebolo de corte tanto em sua configuração de sinal original quanto no
formato filtrado (RMS). Esse monitoramento pode fornecer um diagnóstico tanto dos
parâmetros de velocidade e profundidade de dressagem quanto das condições de desgaste do
rebolo ao longo de todo o seu comprimento.
A usinagem de peças de grandes comprimentos e pequenos diâmetros exige atenção
especial tanto na entrada quanto, em especial, na saída dessas peças do vão de retificação. Se
o ajuste das guias fixas, posicionadas na entrada e saída do vão de retificação, não for mantido
em condições adequadas, a vibração das peças pode causar desgaste irregular do rebolo de
corte e danos à superfície retificada. Essa irregularidade do rebolo, contudo, pode ser
detectada pelo monitoramento da dressagem por emissão acústica.
O ângulo de rotação do rebolo de arraste δr (mostrado na Figura 12) deve ser
regulado de forma a proporcionar condições equilibradas de desbaste, acabamento e
centelhamento ao longo do comprimento do rebolo. Se houver excesso nessa inclinação, pode
haver desgaste irregular do rebolo de corte e redução do intervalo de tempo entre dressagens.
Essa irregularidade do rebolo, contudo, pode ser detectada por meio do monitoramento da
dressagem por emissão acústica de forma a aumentar as chances de definição das causas e de
ação corretiva eficaz sobre o processo.
66
67
SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS
Estudar as vantagens e desvantagens de dressagem do rebolo de corte em dois
passes, em que o primeiro corrija a cilindricidade do rebolo e o segundo gere as condições de
homogeneidade e exposição das arestas de corte dos grãos abrasivos.
Variar o ângulo de rotação do rebolo de arraste δr (mostrado na Figura 12) para
definir a melhor configuração desse parâmetro, medindo a rugosidade das peças retificadas e
o sinal de emissão acústica durante a dressagem do rebolo de corte. Essa última medição pode
mostrar qual região do rebolo de corte sofre mais desgaste em cada condição de inclinação.
Aumentar a rotação do rebolo de corte durante a dressagem para reduzir tempo de
interrupção da usinagem e estudar como resposta a rugosidade das peças e o desgaste da
ferramenta de dressagem.
68
69
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