ANÁLISE DOS ESFORÇOS DE CORTE GERADOS NA FURAÇÃO DE
FERRO FUNDIDO DIN GGG50 PARA BROCAS DE METAL DURO COM
DIFERENTES MICROGEOMETRIAS
André João de Souza, [email protected] 1
Fernando Borne Mattes, [email protected] 2
Gabriel Francisco Mognaga, [email protected] 3
1
Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), Departamento de Engenharia Mecânica (DEMEC),
Rua Sarmento Leite nº 425, CEP 90050-170, Porto Alegre, RS.
2
LESI Indústria de Ferramentas Ltda., Rua Alvarez Cabral nº 304, sala 205B, CEP 91350-250, Porto Alegre, RS.
3
SECTA TOOLS Indústria de Ferramentas Ltda., Rua Bolívar Padrotti Melgare nº 571, CEP 95052-100,
Caxias do Sul, RS.
Resumo: Pretende-se avaliar a microgeometria otimizada da ponta de brocas inteiriças de metal duro (três com
canais helicoidais e duas com canais retos) na furação em cheio do ferro fundido DIN GGG50. Esta característica
geométrica busca manter o alinhamento (estabilidade direcional) e gerar uma excelente qualidade superficial no furo
usinado. Assim, para poder avaliar o desempenho da ferramenta com aumento de produtividade, foram mensurados os
esforços de corte (força de avanço e momento torçor) e as texturas das paredes dos furos para três diferentes valores
de rotação e três diferentes valores de avanço por volta, totalizando nove furos para cada uma das cinco brocas. Na
comparação entre as brocas padrão com canais helicoidais e retos, concluiu-se que a primeira gera um esforço de
compressão 94% menor e um esforço de torção 14% menor que a segunda, o que define a escolha da broca helicoidal
para a furação do referido material. Dentre as brocas com canais helicoidais, observou-se que a geometria facetada
com maior ângulo de corte apresentou os melhores resultados, tanto para esforços de compressão quanto para
esforços de torção. Já em relação à rugosidade, os menores valores de rugosidade média foram alcançados pela broca
de canais retos com geometria detalonada, enquanto que os ligeiramente menores valores de rugosidade total foram
gerados pela broca padrão detalonada com canais helicoidais.
Palavras-chave: broca de metal duro, microgeometria da ponta, ferro fundido GGG50, esforços de corte, rugosidades
1. INTRODUÇÃO
A Norma DIN 8589 define a furação como um processo com movimento rotativo principal, isto é, um processo de
usinagem que apresenta movimento de corte circular. É, em geral, o método mais eficiente e econômico para obtenção
de um furo em um material sólido. A ferramenta possui movimento de avanço apenas na direção do seu eixo de rotação,
que mantém sua posição em relação à ferramenta e à peça (Klocke, 2011).
A furação faz parte do grupo de processos de usinagem com geometria de corte definida assim como o torneamento
e o fresamento, envolvendo aproximadamente 30% de todas as operações de usinagem de metal e 75% do volume de
material removido na usinagem (Castillo, 2005).
O processo de furação possui algumas características particulares, listadas a seguir (Klocke, 2011):
 a velocidade de corte é nula no centro da broca, chegando ao seu valor máximo na periferia (diâmetro máximo) da
ferramenta;
 apresenta dificuldade no transporte dos cavacos para fora da cavidade da broca;
 distribuição inadequada de calor na região do corte;
 quando não apresenta chanfro, a quina da broca está sujeita a desgastes excessivos;
 as guias da ferramenta se atritam com a parede do furo durante o processo.
Baseado no fato de que a furação é a operação de usinagem mais comum e no fato de que a maior parte dos
diâmetros dos furos por ela obtidos situa-se entre 10 e 20 mm, pode-se afirmar que se trata de processo de grande
importância no campo da usinagem moderna.
No processo de furação as características de formação e escoamento do cavaco, força de corte, desgaste da
ferramenta e acabamento da superfície usinada, são consideravelmente influenciados pela geometria da ferramenta. A
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geometria por sua vez, deve ser apropriada ao tipo de material da ferramenta, material da peça a ser usinada e a rigidez
da máquina (Boehs et al. (2001)).
No processo de formação do cavaco no ferro fundido nodular as forças de compressão fazem com que os nódulos
da matriz se desprendam da mesma. Ocorre também deformação plástica da matriz, entre os nódulos. Esta deformação
plástica causa o alongamento dos nódulos na direção do corte, ocasionando fratura dúctil (Paiva Jr., 2007).
O processo de furação, assim como os demais processos de usinagem que utilizam ferramentas com geometria
definida, trabalha com condições extremas de temperatura e pressão. Na furação, existe ainda a dificuldade de acesso do
fluido refrigerante na ponta da broca, o que faz com que a temperatura na região de corte seja ainda mais elevada,
ocasionando imprecisão dimensional e irregularidades na forma geométrica dos furos usinados. Além disso, ocorre uma
concentração maior de calor nas quinas da broca, consequência de uma maior velocidade de corte em relação às demais
áreas da aresta de corte, acelerando o processo de desgaste e, por conseguinte, prejudicando o acabamento superficial
dos furos usinados (Marmentini, 2009).
1.1. Esforços de Corte na Furação
O estudo das forças atuantes nos processos de usinagem é de fundamental importância, pois estas afetam a potência
de corte, a capacidade de obtenção de tolerâncias apertadas, a temperatura de corte e o desgaste da ferramenta. O
esforço de corte é a resistência à penetração da ferramenta durante os movimentos de corte. As forças que atuam sobre
uma broca helicoidal durante o corte geram esforços de torção (devido à rotação da broca) e esforços de compressão
(devido ao avanço da broca). Assim, podem-se estimar os esforços de corte no processo de furação, através do momento
torçor e a força de avanço (Diniz et al. (2010)).
A força de usinagem F é a resultante composta pelas forças de corte (Fc), passiva (Fp) e de avanço (Ff) provocadas
pela reação aos movimentos de rotação da ferramenta e de avanço. Considerando a velocidade de avanço (vf)
desprezível em relação à velocidade de corte (vc), qualquer ponto selecionado das arestas da broca possuirá uma
trajetória circular, na qual a força passiva (Fp) será perpendicular, a força de corte (Fc) será tangencial e a força de
avanço (Ff) possuirá a mesma direção do eixo da broca. Assim, as forças de usinagem atuantes em cada uma das arestas
de corte podem ser decompostas conforme a Fig. 1 (Klocke, 2011).
Figura 1. Forças de corte em uma broca (Klocke, 2011).
Segundo Diniz et al. (2010), durante o corte, uma broca helicoidal é submetida a esforços de torção devido à
rotação da broca e a esforços de compressão, devido ao avanço da ferramenta. Deste modo, para determinar os esforços
de um processo de furação, basta calcular o momento torçor e a força de avanço. O momento torçor pode ser medido
diretamente através de um dinamômetro na peça ou na ferramenta.
1.2. Ferro Fundido Nodular
O ferro fundido nodular NCI (Nodular Cast Iron), também conhecido como ferro fundido dúctil, é obtido pela
adição controlada de pequena quantidade de Mg ou Ce no ferro fundido de alto %C em estado líquido, de modo a
produzir a forma desejada de grafita e contrabalancear o efeito de alguns elementos indesejáveis tais como Ti, Pb, Bi e
As que interferem no processo de nodulação. A estrutura normal do ferro nodular no estado fundido bruto é constituída
de uma matriz perlítica com grafita esferoidal, podendo apresentar ferrita ou cementita livre (Chiaverini, 2008).
O ferro fundido NCI apresenta melhor resistência mecânica, tenacidade e ductilidade do que o ferro fundido
cinzento GCI (Gray Cast Iron). Isso é o resultado da morfologia da grafita esferoidal presente na microestrutura do
material. Devido às suas melhores propriedades, o NCI é empregado na fabricação de componentes que necessitam de
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maior resistência mecânica e ao desgaste, principalmente em componentes de máquinas como cames, virabrequins,
carcaças de bombas, articulações de direção, entre outros. Por outro lado, devido as melhores propriedades mecânicas
do NCI, este possui pior usinabilidade que o GCI. No NCI, os nódulos de grafita são mais efetivos que as lamelas na
resistência do material frente a linhas de tensão como, por exemplo, o plano de cisalhamento durante a usinagem.
Comparando a usinabilidade do NCI com o aço, o NCI apresenta usinabilidade de 20 a 90% melhor que aços forjados a
quente (Şeker et al. (2003)).
Tal usinabilidade deve-se, principalmente, a presença da grafita na estrutura, que atua como quebra-cavacos e
aumenta a lubrificação entre a ferramenta de corte e a peça usinada. A grafita possui densidade muito baixa sendo
considerada como vazios na matriz dos ferros fundidos (Chiaverini, 2008).
O GGG 50 (DIN 1693, 1973) ou FE 50007 (NBR 6916, 1981) é um ferro fundido constituído de grafita em forma
de nódulos (esferas). A matriz é totalmente perlítica (40 a 70%) / ferrítica (30 a 60%), podendo ter no máximo 10% de
carbonetos dispersos. Esta estrutura confere ao material uma boa usinabilidade aliada a elevadas propriedades
mecânicas. O GGG 50 pode ser aplicado em cubos, tubulações, rolos, coletores de escapamento, virabrequins, carcaças
de diferencial, capas de mancal, bad plates, carcaças de turbo-compressores, discos de embreagem e volantes.
1.3. Brocas de Metal Duro
O metal-duro permite alcançar maiores níveis de dureza, resistência ao desgaste e resistência a quente, mantendo a
tenacidade em níveis perfeitamente aceitáveis. Esta superioridade das brocas de metal-duro em relação às de aço rápido
implica em custos bem mais elevados. Para a utilização econômica de brocas de metal-duro faz-se necessária a
utilização de máquinas-ferramenta que permitam alcançar os níveis de velocidade, potência e rigidez exigidos por estas
ferramentas (Massirer Jr., 2010).
A utilização de revestimentos normalmente mostra resultados expressivos de redução de desgaste e aumento de
produtividade das ferramentas de usinagem. Inicialmente, os revestimentos, de elevada dureza, tendem a diminuir o
desgaste por abrasão. Entretanto sua ação é mais ampla: a redução do coeficiente de atrito entre o cavaco e a ferramenta
revestida tende a diminuir o calor gerado no flanco e na face da ferramenta, e também o fator de recalque do cavaco.
Essa redução da geração de calor, aliada à baixa condutividade térmica do revestimento, diminui a solicitação térmica
da ferramenta, aumentando seu rendimento e produtividade (Bork, 1995).
Atualmente, os tipos de revestimentos mais usados no processo de furação são: TiC (Carboneto de Titânio), TiN
(Nitreto de Titânio), TiCN (Carbonitreto de Titânio) e o TiAlN (Nitreto de Titânio-Alumínio). Cada um destes
apresentam características próprias como cor, dureza, espessura, aplicabilidade e desempenho (Paiva Jr., 2007).
A empresa Oerlikon-Balzers desenvolveu os revestimentos BALINIT®, os quais apresentam de 0,5 a 4,0 µm de
espessura, destacam-se pelo baixo atrito, são extremamente resistentes ao desgaste e são quimicamente inertes. No
presente trabalho, utilizou-se o BALINIT®-HELICA, um revestimento baseado em AlCrN que possibilitou otimizar e
melhorar sistematicamente as propriedades dos revestimentos para aplicações em furação por apresentar maior
resistência à abrasão, menor tendência à adesão e menor atrito (Oerlikon, 2014).
1.4. Geometria e Afiação de Brocas
A broca helicoidal, assim como qualquer ferramenta de corte, tem seu desempenho afetado por sua geometria. Esta
ferramenta apresenta duas arestas de corte na parte ativa da ferramenta constituída pelas suas cunhas de corte, formadas
pela intersecção das superfícies de saída e folga e pela aresta transversal de corte que, devido ao movimento de avanço,
torna-se uma parte integrante da aresta principal. O ângulo de hélice da broca define o ângulo de saída, que não é
constante ao longo da aresta principal, mas apresenta o seu valor máximo na ponta de corte e diminui no sentido de
centro desta, tornando-se negativo na passagem para a aresta transversal (Castillo, 2005).
A Figura 2 mostra os principais elementos geométricos das brocas helicoidais.
Figura 2. Elementos geométricos de uma broca helicoidal (adaptado de Diniz et al. (2010)).
A afiação da ponta da broca é realizada através de ferramentas abrasivas para a construção e manutenção das
arestas de corte das brocas para que estas possam ser utilizadas no processo de furação. A afiação é um dos fatores
responsáveis pela qualidade dos furos e uma geometria adequada de afiação reduz os esforços de corte na furação.
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O tipo de afiação de broca mais conhecido e aplicado é a afiação em cone de revolução ou simplesmente afiação
cônica. Este tipo de afiação apresenta como vantagem a facilidade de fabricação e o seu bom comportamento na furação
da maioria dos materiais usinados (Diniz et al. (2010)).
O desempenho das brocas helicoidais evoluiu de forma significativa com o surgimento de novos procedimentos e
afiações, tais como: afinação da aresta transversal (Fig. 3a); correção do ângulo de saída com afinação da aresta
transversal (Fig. 3b); afiação cruzada (Fig. 3c); afiação com ângulo de ponta duplo (Fig. 3d); afiação com ponta de
centragem (Fig. 3e); afiação em S (Fig. 3f).
(a) Forma A
(b) Forma B
(c) Forma C
(d) Forma D
(e) Forma E
(f) Forma S
Figura 3. Afiações da ponta da broca (Oliveira, 2008; Stemmer, 2008; Astakhov, 2010; Klocke, 2011).
Para a furação de materiais de difícil usinagem, foram desenvolvidas novas geometrias que facilitam a remoção dos
cavacos da área de corte e reforçam as arestas e pontas da broca. Estas brocas com novas geometrias possuem além da
aresta transversal de corte afinada pela afiação cruzada, pequenos chanfros nas extremidades das arestas de corte ou
ainda a ponta em forma de raio. Estas novas afiações para brocas ganharam impulso com o desenvolvimento das
máquinas de comando numérico, uma vez que estas afiações exigem geometrias complexas com estreita tolerância
geométrica e dimensional (Astakhov, 2010; Diniz et al. (2010); Klocke, 2011).
2. MATERIAIS E MÉTODOS
Para analisar as forças de corte no processo de furação utilizou-se como corpo de prova um bloco de ferro fundido
nodular DIN GGG50 com as dimensões 100  100  50 mm e dureza média de 230 HB.
O corpo de prova foi devidamente fixado sobre uma plataforma piezelétrica Kistler modelo 9272, que pode adquirir
as três componentes da força de usinagem (Fx, Fy e Fz) e o momento torçor (Mz). Para o processo de furação em análise
foram adquiridas somente Fz (Força de Avanço) e Mz (Momento Torçor). A Figura 4 apresenta o esquema do sistema de
monitoramento aplicado nos experimentos.
ROMI
Discovery 308
n [rpm]
Broca de
Metal Duro
vf [mm/min]
Corpo de Prova
GGG50
Kistler
9272
Microcomputador
com placa DAQ
Condicionamento de Sinais
Amplificador
de Carga Kistler
5070A10100
Fx
Fy
Fz
Mz
Tratamento e Análise de Sinais
Via LabVIEW 8.6
(a)
(b)
Figura 4. Arquitetura simplificada do sistema de monitoramento de furação.
Um corpo de prova foi usado para cada uma das cinco brocas de 12 milímetros de diâmetro utilizadas no estudo:
três com canais helicoidais (twist drill TD) – uma geometria padrão e duas modificadas – e duas com canais retos
(straight-flute drill SFD) – uma geometria padrão e uma modificada.
A Figura 5 mostra a foto e o desenho esquemático das geometrias das ferramentas utilizadas nos ensaios.
Em cada bloco foram realizados nove furos com profundidade 2·D = 24 mm conforme as combinações de
parâmetros de corte da Tab. 1.
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(a) TD1
(padrão)
(b) TD2
(c) TD3
(d) SFD1
(padrão)
(e) SFD2
Figura 5. Brocas com canais helicoidais (a, b, c) e com canais retos (d, e).
Tabela 1. Combinações de parâmetros de corte para furação.
Furo Nº
vc
[m/min]
n
[rpm]
f
[mm/volta]
vf
[mm/min]
1
100
2653
0,29
769,2
2
125
3316
0,29
961,6
3
150
3979
0,29
1153,9
4
100
2653
0,32
848,8
5
125
3316
0,32
1061,0
6
150
3979
0,32
1273,2
7
100
2653
0,47
1246,7
8
125
3316
0,47
1558,4
9
150
3979
0,47
1870,1
O experimento foi realizado em um centro de usinagem Romi modelo Discovery 308 (rotação máxima 4000 rpm
com utilização de fluido de corte semissintético Quimatic ME-I na diluição de 1 parte de óleo para 19 partes de água.
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O condicionamento de sinais foi feito utilizando um amplificador de carga Kistler modelo 5070A10100. Para a
aquisição de sinais utilizou-se a placa PCIM-DAS 1602/16 da Measurement Computing instalada em um
microcomputador dedicado. A aquisição e o processamento dos sinais de Fz e Mz foi feito utilizando o software
LabVIEW 8.6. Utilizou-se uma VI (Virtual Instrument) específica para o processamento de dados de furação. Para os
sinais coletados (Fz e Mz) fez-se a aquisição a uma taxa de 2000 pontos por segundo. A análise e o pós-processamento
dos dados de força foram feitos utilizando o software MS Excel.
Para a medição de rugosidades das paredes dos furos utilizou-se um rugosímetro portátil Mitutoyo SJ-201. Os
valores das rugosidades Ra e Rt foram determinados a partir da média de quatro medidas obtidas. Nas medições usou-se
um comprimento de amostragem de 0,8 mm (indicado para Ra  2 µm) para um comprimento de medição de 4 mm.
2.1. Caracterização das Ferramentas de Corte
As brocas foram confeccionadas pela Secta Tools a partir de um blank da classe K40UF da marca Konrad
Friedrichs GmbH & Co. (Friedrichs, 2014). As etapas de fabricação são ilustradas pela Fig. 6.
2
3
Afiadora Universal
Retificadora Toyoda GE4P-50
4
5
Afiadora Star ETPplus
Equip. Otec DF3
1
Equip. Óptico de Inspeção
Zoller Genius 3
Programação CAD/CAM - NUMROTOplus
Figura 6. Etapas do processo de fabricação das brocas Secta.
O processo de fabricação inicia-se com a confecção do projeto CAD/CAM no software NUMROTOplus. Em
seguida, realiza-se o ajuste do comprimento total e os pontos de centro em uma afiadora universal, os quais servem de
guia para a etapa seguinte. A terceira etapa consiste no acabamento final e ajuste de diâmetros feito em uma retificadora
cilíndrica CNC Toyoda modelo GE4P-50. O erro de batimento abaixo de 5 µm entre a haste e a cunha cortante fica
garantido com este equipamento. A quarta etapa envolve a abertura dos canais e a afiação das ferramentas realizada em
uma afiadora CNC 5 eixos Star modelo ETGplus. A disposição dos 5 eixos é feita de forma a garantir o giro do Eixo B
sobre a linha Pivot, permitindo a construção de raios perfeitos, sem necessidade da interpolação que cria os indesejados
segmentos de retas (Secta, 2012). A realização do polimento e preparação de aresta é á quinta etapa, contanto com um
equipamento de acabamento por arraste (drag-finishing) Otec modelo DF3, onde as peças são posicionadas em um
suporte e arrastadas em movimento circular em alta velocidade em um recipiente cheio de média abrasiva polidora. A
última etapa do processo é o revestimento BALINIT®-HELICA por deposição física de vapor (PVD) baseado em AlCr-N realizado pela Oerlikon-Balzers.
Durante todas as etapas do processo utiliza-se para inspeção um equipamento óptico CNC Zoller modelo Genius 3,
que permite conferir e registrar as medidas necessárias visando garantir a mais alta qualidade e rastreabilidade da
ferramenta. Com este equipamento é possível inspecionar inclusive a microgeometria de corte no topo das ferramentas,
por mais complexa que possam ser.
As tolerâncias dimensionais foram padronizadas segundo as normas NBR 6158 e DIN 1420. A dimensão da haste
das brocas segue a norma DIN 6535/HA, as dimensões longitudinais estão conforme a norma DIN 6537/K, a conicidade
e a cilindricidade estão de acordo com a norma DIN 6540 e as demais tolerâncias geométricas são especificadas
segundo a norma DIN ISO 286-1. As geometrias desenvolvidas pela Secta Tools foram baseadas na norma ABNT NBR
ISO 5419: Secta SC-0001 (Brocas TD1 e TD2), Secta SC-0005 (Broca TD3), Secta SC-0002 com chanfro de proteção
na aresta de corte (Broca SFD1) e Secta SC-0006 com chanfro de proteção na aresta de corte (Broca SFD2). Em relação
ao canal helicoidal (TD), o ângulo de hélice foi padronizado conforme a broca Tipo N (18 a 30°).
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3. RESULTADOS E ANÁLISES
Considerando as diferentes combinações de velocidade de corte (vc) e avanço por volta (f) mostradas na Tab. 1,
primeiramente serão analisados comparativamente os esforços (compressão e torção) e as rugosidades (média e total)
pelas duas geometrias padrão (TD1 e SFD1). Em segunda, para cada padrão, serão avaliadas as influências das
alterações de cada geometria. Por fim, serão analisadas as rugosidades geradas nas paredes dos furos executados.
3.1. Comparação entre as Brocas Padrão de Canais Helicoidais e Retos
A Figura 7 mostra os gráficos das forças de avanço (Fz) geradas na furação do GGG50 com ambas as brocas.
Força de Avanço (SFD1)
vc =
100 m/min
4000
vc =
100 m/min
3200
125 m/min
3200
125 m/min
2400
150 m/min
2400
150 m/min
1600
Fz [N]
Fz [N]
Força de Avanço (TD1)
4000
1600
800
800
0
0
0,2
0,3
0,4
f [mm/volta]
0,5
0,2
(a) Canais Helicoidais
0,3
0,4
f [mm/volta]
0,5
(b) Canais Retos
Figura 7. Força de avanço na furação para diferentes velocidades de corte.
Observa-se nitidamente o aumento da força de avanço (Fz) com o aumento do avanço por volta (f). Quanto maior o
valor de f, maior a espessura de corte (h), maior deformação plástica e encruamento do cavaco pela broca no fundo do
furo e, por isso, mais difícil fica o corte. Assim, tem-se uma maior resistência à penetração da broca devido ao efeito
conjunto do corte e esmagamento do material na aresta transversal de corte e do corte do material nas duas arestas
principais de corte.
Quanto ao maior esforço de compressão na SFD1 (canais retos) em comparação à TD1 (canais helicoidais), o
ângulo de saída () da TD1 aumenta do centro (negativo) para a periferia (positivo) da broca, facilitando o corte pela
diminuição do ângulo de cunha () (mais afiada); já o ângulo  da SFD1 é sempre negativo, o ângulo  é, portanto,
grande e os esforços de penetração na peça são por isso maiores.
Já a velocidade de corte (vc) praticamente não afeta Fz. Para a broca SFD1, a pequena variação observada é por
causa do atrito entre a superfície de saída da broca e o cavaco.
Nota-se também que variação dinâmica da força de avanço (Fz) teve uma amplitude máxima de 7% para TD1 e
5% para SFD1 em relação ao valor médio, o que mostra pouca oscilação da força no eixo Z (esforço de compressão).
Este resultado já era esperado por causa da resistência da broca de metal duro à solicitação de flambagem.
A Figura 8 mostra os gráficos dos momentos de torção (Mz) gerados na furação do GGG50 com ambas as brocas.
Momento Torçor (SFD1)
vc =
100 m/min
20
vc =
100 m/min
16
125 m/min
16
125 m/min
12
150 m/min
12
150 m/min
8
4
Mz [Nm]
Mz [Nm]
Momento Torçor (TD1)
20
8
4
0
0
0,2
0,3
0,4
f [mm/volta]
(a) Canais Helicoidais
0,5
0,2
0,3
0,4
f [mm/volta]
(b) Canais Retos
Figura 8. Momento torçor na furação para diferentes velocidades de corte.
0,5
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Observa-se também um aumento do momento torçor (Mz) com o aumento de f. A resistência à penetração da broca
se dá devido à dificuldade de corte do material nas duas arestas principais de corte com o aumento de h. Por não haver
interferência da aresta transversal de corte, não há diferença significativa entre os esforços de torção da TD1 (canais
helicoidais) e da SFD1 (canais retos).
O maior esforço de torção na SFD1 em comparação à TD1 deve-se principalmente ao aumento do atrito das guias
da broca com a parede do furo.
A velocidade de corte (vc) tem pouca influência sobre Mz. A variação observada se dá também pelo efeito do atrito.
Já a variação dinâmica do momento de torção (Mz) teve uma amplitude máxima de 29% para TD1 e 26% para
SFD1 em relação ao valor médio. Isto mostra que a broca sofreu flexão cíclica pela variação dos esforços de corte nos
eixos X e Y (vibração) atuantes nas arestas principais de corte que, combinados com o diâmetro da broca, geram os
esforços de torção.
3.2. Avaliação dos Esforços com a Alteração da Geometria em Brocas de Canais Helicoidais
A Figura 9 mostra os gráficos da força de avanço (Fz) e do momento torçor (Mz) gerados na furação do GGG50
com brocas de canais helicoidais (TD) para a combinação de parâmetros mostrada na Tab. 1. A variação dinâmica Fz
teve uma amplitude máxima de 6,3% em relação ao valor médio, enquanto que Mz foi de 23,3%.
Força de Avanço (Fz)
Momento Torçor (Mz)
2500
20
2000
16
1500
TD2
1000
TD3
TD1
Mz [Nm]
Fz [N]
TD1
12
TD2
8
TD3
4
500
0
0
1
2
3
4 5 6
Furo Nº
7
8
(a) Esforços de Compressão
9
1
2
3
4
5 6
Furo Nº
7
8
9
(b) Esforços de Torção
Figura 9. Esforços na furação com brocas de canais helicoidais.
Ao realizar uma análise comparativa entre as três geometrias, observa-se que a broca TD3 apresentou os menores
esforços de compressão e a menores amplitudes dinâmicas nos esforços de torção (considerando que os valores médios
são praticamente iguais, as menores variações dinâmicas dos momentos de torção refletem os melhores resultados). Isto
se deve as características geométricas especificas da TD3 que possui geometria de ponta facetada com ângulos de folga
principal e secundário cujo somatório destes é superior ao ângulo de folga aplicado na broca padrão com geometria
detalonada (TD1). Além disso, a TD3 apresenta maior chanfro de proteção da aresta de corte, maior ângulo de folga,
menor ângulo do chanfro de proteção da aresta de corte e menor ângulo de ponta da broca que a TD1.
Os maiores esforços de compressão foram gerados pela broca detalonada TD2 e a maior amplitude dinâmica nos
esforços de torção provocada pela broca TD1. Em comparação à TD1, os maiores valores de Fz ocorreram devido ao
acréscimo da fase de proteção no canal da ferramenta e o aumento do ângulo de corte em relação à broca padrão. Como
as demais dimensões são iguais, o aumento deste ângulo gerou melhorias mais significativas na geometria facetada
(TD3) que na detalonada (TD1 e TD2).
3.3. Avaliação dos Esforços com a Alteração da Geometria em Brocas de Canais Retos
A Figura 10 mostra os gráficos da força de avanço (Fz) e do momento torçor (Mz) gerados na furação do GGG50
com brocas de canais retos (SFD) para a combinação de parâmetros mostrada na Tab. 1. A variação dinâmica média da
força de avanço (Fz) foi de 5,1% enquanto que a do momento torçor (Mz) foi de 22,2%.
Ao realizar uma análise comparativa com a broca padrão SFD1, observa-se que a broca SFD2 gerou maiores
esforços de compressão e de torção (evidenciado pelos furos de 7 a 9). Assim como nas brocas com canais helicoidais,
os menores esforços foram gerados pela broca com geometria facetada (SFD1) em comparação à afiação detalonada
(SFD2). Na SFD1 foram empregados ângulos de folga principal e secundário, cujo somatório gerou um ângulo de folga
superior ao aplicado na SFD2.
No entanto, considerando que os valores médios são praticamente iguais para os furos de 1 a 6, as menores
variações dinâmicas dos momentos de torção refletem os melhores resultados. Nestes casos, ao contrário dos resultados
encontrados para Fz, a broca SFD2 mostrou resultados superiores aos da broca padrão SFD1. Portanto, no caso de
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brocas com canais retos, a geometria detalonada pode propiciar uma menor oscilação do momento de torção (Mz) em
comparação à geometria facetada (a amplitude máxima foi, respectivamente, 18,1% e 26,2%).
Momento Torçor (Mz)
20
4000
16
3000
SFD1
2000
SFD2
Mz [Nm]
Fz [N]
Força de Avanço (Fz)
5000
12
SFD1
8
SFD2
4
1000
0
0
1
2
3
4
5 6
Furo Nº
7
8
1
9
(a) Esforços de Compressão
2
3
4 5 6
Furo Nº
7
8
9
(b) Esforços de Torção
Figura 10. Esforços na furação com brocas de canais retos.
3.4. Avaliação da Rugosidade da Parede dos Furos
Os valores encontrados para as rugosidades média (Ra) e total (Rt) dos 45 furos executados no GGG50 podem ser
representados pelos gráficos da Fig. 11.
Rugosidade Média (Ra)
Rugosidade Total (Rt)
20
2
TD1
16
1,5
TD2
12
TD3
1
SFD1
0,5
SFD2
0
Rt [µm]
Ra [µm]
2,5
TD1
TD2
TD3
8
SFD1
SFD2
4
0
1
2
3
4
5 6
Furo Nº
(a)
7
8
9
1
2
3
4
5 6
Furo Nº
7
8
9
(b)
Figura 11. Rugosidade gerada nas paredes dos furos.
Para uma confiança de 95%, os resultados gerais obtidos de rugosidade média e total para os 45 furos executados
foram: Ra = (1,62  0,52) µm e Rt = (13,4  4,0) µm. Vale destacar que as rugosidades geradas nas paredes dos furos em
aplicações particulares de acabamento tendem a gerar valores de Ra = (1,20  0,40) µm.
Pelos gráficos, é possível verificar uma tendência à diminuição de Ra com a diminuição do avanço por volta (f) e
com o aumento da rotação (n). No caso da rugosidade total (Rt), esta tendência não se confirma, visto que os menores
valores de Rt foram obtidos com f = 0,32 mm/volta e a os valores de Rt oscilam para as diferentes rotações e brocas.
Em geral, para uma confiança de 95%, as brocas com canais retos apresentaram melhores resultados em termos de
rugosidade média [Ra = (1,52  0,35) µm] que as brocas com canais helicoidais [Ra = (1,69  0,59) µm]. Já para a
rugosidade total, não houve diferença significativa entre os valores encontrados com brocas retas e helicoidais
[respectivamente Rt = (13,3  3,7) µm e Rt = (13,4  4,9) µm].
Dentre as brocas de canais helicoidais, a que apresentou os menores valores de rugosidade média e total também
para uma confiança de 95% foi a geometria TD1, respectivamente Ra = (1,58  0,95) µm e Rt = (12,7  5,2) µm. Dentre
as brocas de canais retos, os melhores resultados foram alcançados com a geometria SFD2, cujos valores foram,
respectivamente, Ra = (1,49  0,34) µm e Rt = (13,2  5,9) µm.
4. CONCLUSÕES
No presente trabalho foram avaliados os esforços de compressão (representado pela força de avanço Fz) e torção
(representado pelo momento torçor Mz) e as rugosidades média (Ra) e total (Rt) geradas por brocas inteiriças de metal
duro na furação do ferro fundido GGG50 para diferentes combinações de velocidade de corte (vc) e avanço por volta (f).
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Na comparação entre as brocas padrão com canais helicoidais (TD1) e retos (SFD1), conclui-se que a broca TD1
gera um esforço de compressão (Fz) 94% menor e um esforço de torção (Mz) 14% menor que a SFD1, o que define a
escolha desta geometria para a furação do referido material. Uma maior Fz se deu provavelmente a um maior tamanho
da aresta transversal de corte da SFD1. Um menor Mz se deu possivelmente pela maior facilidade de evacuação dos
cavacos de dentro do furo pela TD1. Para ambas, a variação dinâmica dos esforços (Fz e Mz) foi semelhante.
A variação da vc não alterou de forma significativa a força de avanço Fz, possibilitando um incremento nos dados de
corte. Entretanto, deve-se analisar seu efeito sobre a vida da ferramenta.
Ao optar por canais helicoidais, observa-se que a broca com geometria facetada TD3 apresenta os melhores
resultados, tanto para esforços de compressão (Fz) quanto para esforços de torção (Mz) em virtude do maior ângulo de
corte em relação às brocas com geometria detalonada TD1 e TD2.
Ao considerar canais retos, a broca padrão facetada SFD1 apresentou melhores resultados em relação à broca
detalonada SFD2 tanto para Fz quanto para Mz. Deste modo, se for levada em conta a potência da máquina (consumo de
energia elétrica), a geometria SFD1 deve ser a escolhida. No entanto, ao considerar a possibilidade de ovalização e
excentricidade do furo por uma flexão da broca, a SFD2 gera qualidade superior.
Quanto à textura, os menores valores de rugosidade média [Ra = (1,49  0,34) µm] foram obtidos justamente com a
broca detalonada SFD2, enquanto que os menores valores de rugosidade total [Rt = (12,7  5,2) µm] foram gerados pela
broca detalonada TD1.
Para finalizar, vale salientar que mesmo as brocas de canais retos apresentarem maiores esforços, elas geram
melhor acabamento no furo, o que pode ser um diferencial em termos de produtividade quando a máquina tem potência
e rotação disponíveis. Em alguns casos, pode até eliminar uma etapa posterior de acabamento na fabricação.
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VIII Congresso Nacional de E ngenharia Mecânica, 10 a 15 de a gosto de 2014, Uberlândia - Minas Gerais
6. RESPONSABILIDADE AUTORAL
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo deste trabalho.
ANALYSIS OF CUTTING FORCES GENERATED IN DRILLING OF DIN
GGG50 WITH CARBIDE DRILLS FOR CHANGED MICRO-GEOMETRIES
André João de Souza, [email protected] 1
Fernando Borne Mattes, [email protected] 2
Gabriel Francisco Mognaga, [email protected] 3
1
Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), Departamento de Engenharia Mecânica (DEMEC),
Rua Sarmento Leite nº 425, CEP 90050-170, Porto Alegre, RS.
2
LESI Indústria de Ferramentas Ltda., Rua Alvarez Cabral nº 304, sala 205B, CEP 91350-250, Porto Alegre, RS.
3
SECTA TOOLS Indústria de Ferramentas Ltda., Rua Bolívar Padrotti Melgare nº 571, CEP 95052-100,
Caxias do Sul, RS.
Abstract: The paper intends to evaluate the optimized micro-geometry of the tip on carbide drills (three with helical
flutes and two with straight flutes) in the drilling of cast iron DIN GGG50. This geometric feature seeks to maintain the
alignment (directional stability) and generate an excellent surface quality on the machined hole. Thus, in order to
assess the performance of the tool with increased productivity, the axial force, the torque and the hole wall roughness
were measured for three different spindle speeds and three different feed rate, totaling nine holes with each drill.
Comparing the standard drills with helical and straight flutes, it was concluded that the first generates an axial force
94% lower and a torque 14% lower than the second, which therefore defines the choice of the twist drill for drilling of
this material. Among the drills with helical grooves, it was observed that the facet point geometry with larger cutting
angle showed the best results, both as axial force to torque. Regarding the hole wall texture, the lowest values of the
average roughness were achieved by straight flute drill with cone relief point geometry, while the slightly smaller total
roughness values were generated by the standard twist drill with cone relief point geometry.
Keywords: carbide drills, tool tip micro-geometry, cast iron GGG50, feed force and torque, roughness.