CONTROLE DE CAVACO
V. Podem impedir o acesso regular do fluido de corte (efeito guarda-chuva).
O estado do cavaco pode ser expresso pelo “fator de empacotamento”, R, que é definido como sendo o volume total ocupado pelo cavaco, dividido pelo volume de um sólido equivalente ao seu peso.
peso seu ao e equivalent sólido um de volume cavaco do volume = R
Cavacos contínuos e longos apresentam fator de empacotamento da ordem de 50 ou superiores, enquanto cavacos em lascas ou pedaços podem ter esse valor reduzido à 3 [1].
A necessidade de se desvencilhar de cavacos longos e prejudiciais forçou o aparecimento de medidas estratégicas para promover a quebra destes, mecanicamente. Sem dúvidas, o método mais popular é a utilização de quebra- cavacos postiços ou integrais (dando-se uma forma especial à superfície de saída da ferramenta). Ambos os casos promovem uma curvatura maior nos cavacos para quebrá-lo por flexão, quando estes encontrarem um obstáculo. Os obstáculos podem ser a própria peça, a ferramenta ou o porta-ferramenta.
Outros métodos menos usuais também já foram utilizados com sucesso. Um deles utiliza a desaceleração intermitente de avanço [2]. Isto pode ser conseguido por um programa particular de computador em um sistema CNC. A desaceleração intermitente do avanço promove a quebra periódica do cavaco pela redução da espessura do cavaco até valores muito pequenos (próximo a zero), conforme mostra a Figura 5.1.
Este efeito, além de se mostrar eficiente no controle do cavaco, melhora marginalmente a rugosidade superficial [2].
Figura 5.1. Efeito da desaceleração do avanço na espessura do cavaco [2].
Um outro método é o hidráulico [3]. Neste método o fluído de corte é injetado à alta pressão na superfície de saída da ferramenta, contra a saída do cavaco. A força do jato promove a fragmentação do cavaco conforme a seqüência mostrada na Figura 5.2.
Figura 5.2. Diagrama esquemático da fragmentação do cavaco promovido pelo jato de fluído de corte à alta pressão [3].
A aplicação deste método na usinagem de ligas de titânio e de níquel mostrou muita eficiência no controle do cavaco. O fator de empacotamento passou de 47 para 4,7 quando a usinagem sem quebra-cavacos foi substituída pela utilização do método [3].
Na usinagem natural, isto é, sem quebra-cavacos, a capacidade de quebra dos cavacos depende principalmente de três fatores importantes: a fragilidade do material da peça, a curvatura natural do cavaco e a espessura do cavaco h’.
Quanto menor a espessura do cavaco, mais flexíveis eles são, portanto, mais difíceis de se quebrarem. Os cavacos, que já sofreram deformações intensas nos planos de cisalhamentos primário e secundário durante a sua formação, necessitam de uma determinada deformação crítica ef, para se fraturarem, após deixarem a
superfície de saída da ferramenta. A deformação que o cavaco vai sofrer neste estágio é diretamente proporcional a h’/rc, onde h’ é a espessura do cavaco e rc é o
raio de curvatura do cavaco [4]. Se a deformação do cavaco não for suficientemente grande para causar a fratura, é necessário tomar medidas, ou para aumentar h’ ou diminuir rc, e assim promover deformação suficiente para obter a fratura periódica do
cavaco. Como h' depende principalmente do avanço (ou da espessura de corte, h), e este afeta o acabamento superficial e a produtividade, procura-se então tentar reduzir rc.
O método mais usual para aumentar a curvatura do cavaco (diminuir rc), como
já foi citado, é a utilização de quebra-cavacos postiços ou integrais (superfícies de saídas das ferramentas com formatos especiais).
Na utilização desse método rc pode ser estimado, de acordo com as
dimensões dos quebra-cavacos, assim:
(I). Quebra-cavaco Postiço (Figura 5.3).
(
) (
)
[
]
2 s s .cot cot . t rc = ln-lf - (5.1) onde:ln - distância do quebra-cavaco da aresta de corte.
lf - comprimento de contato cavaco-ferramenta
t - altura do quebra-cavaco
Figura 5.3. Quebra-cavaco postiço [1].
(II). Quebra-cavaco Integral, tipo I - Anteparo (Figura 5.4).
Figura 5.4. Quebra-cavaco integral, tipo I - Anteparo [1].
(
)
r lf t h c = - + ln ' 2 2 (5.2)(III). Quebra-cavaco Integral, tipo II – Cratera (Figura 5.5).
rc =qn (5.3) onde:
qn = raio da cratera do quebra-cavaco.
Obs. 1. Neste caso, o quebra-cavaco só será efetivo, se a espessura en for menor
que o comprimento do contato cavaco-ferramenta, lf.
Obs. 2. Se qn for muito pequeno, o cavaco pode não seguir o contorno da cratera até
que se desenvolva um desgaste significante.
Para os quebra-cavacos do tipo anteparo, seja ele postiço (Figura 5.3) ou integral (Figura 5.4), trabalhando sobre condições efetivas de quebra de cavacos, eles não terão muito efeito nas forças de usinagem, quando comparados com ferramentas planas, isto é, sem quebra-cavacos, nas mesmas condições de corte [5]. No caso de quebra-cavaco do tipo cratera, uma aresta postiça estável pode se formar ao longo da espessura en (Figura 5.5), aumentando consideravelmente o
ângulo efetivo de saída, diminuindo as forças de usinagem [1].
Foi verificado também [1], que a taxa de desgaste de flanco não muda significativamente, com a aplicação de quebra-cavacos. Quanto ao desgaste de cratera, Boothroyd [1] mostrou que os quebra-cavacos do tipo anteparo (Figuras 5.3 e 5.4) reduzem a área de desgaste e os quebra-cavacos do tipo cratera (Figura 5.5) tendem a aumentá-la.
O que é importante verificar na teoria dos quebra-cavacos é se os mesmos irão garantir uma redução de rc, para que o cavaco, ao se chocar contra qualquer
obstáculo (peça, ferramenta ou porta-ferramenta), tenha atingido o valor de deformação crítica na fratura, ef, que promova sua quebra. Alem disto, as ranhuras
dos quebra-cavacos servem para conformar mais os cavacos, tornando-os menos dúcteis e, portanto, promovendo a redução desta deformação crítica necessária para a fratura.
As equações 5.1, 5.2 e 5.3 podem ser utilizadas para projetar quebra-cavacos eficientes. Entretanto, o projetista tem que considerar, além dos fatores já citados (fragilidade do material da peça, raio natural de curvatura, rc e espessura do cavaco,
h’), outros, tais como: geometria da ferramenta (principalmente os ângulos de saída, inclinação e posição), velocidade de corte, profundidade de corte e rigidez da máquina ferramenta. Quanto menor o ângulo de saída menor o raio de curvatura natural, rc, e maior a espessura do cavaco, h'. Quanto ao ângulo de posição, além de
afetar a direção de saída do cavaco, quando, normalmente, o cavaco tende a sair perpendicular à aresta de corte, ele afeta também a espessura do cavaco, que aumenta com o aumento deste ângulo. O ângulo de inclinação tem influência direta na direção de saída do cavaco. Se for negativo ele joga o cavaco contra a peça, se for positivo ele direciona o cavaco para fora dela. Um aumento na velocidade de corte tende a aumentar rc porque o comprimento de contato cavaco-ferramenta é
reduzido. Além disso, a ductilidade do material é aumentada, tornando-se a quebra do cavaco ainda mais difícil.
Sales [6], com o objetivo de relacionar o raio de curvatura natural do cavaco, rc, com a velocidade, profundidade de corte, avanço e ângulo de saída da
ferramenta, filmou a usinagem do aço ABNT 1020, no corte ortogonal no processo de torneamento em mais de 500 ensaios e por meio de um “software” de análise de imagens, mediu rc. Os resultados foram representados por um polinômio de grau três
que melhor se ajustou aos pontos distribuídos, com erro calculado de 14.75%. A Figura 5.6 apresenta os gráficos obtidos, mostrando a influência individual de cada parâmetro estudado em rc. Vc=200 [m/min] ; f=0,182 [mm/rot] ; g=6 [º] 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 1,5 2 2,5 3 3,5 4 ap [mm] 2,5 Vc=200 [m/min] ; ap=2,5 [mm] ; g=6 [º] 1 1,5 2 2,5 0 0,1 0,2 0,3 0,4 f [mm/rot] a) b)
Vc=200 [m/min] ; f=0,182 [mm/rot] ; ap=2,5 [mm]
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 2 4 6 8 10 12 14 16 18 g [º] 1,5 f=0,182 [mm/rot] ; ap=2,5 [mm] ; g=6 [º] 1 1,5 2 2,5 50 100 150 200 250 300 350 Vc [m/min] c) d)
Figura 5.6. Influência a) da profundidade de corte, b) do avanço, c) do ângulo de saída da ferramenta e d) da velocidade de corte, no raio de curvatura natural do cavaco [6].
Por meio da análise de sensibilidade adimensional, os parâmetros estudados foram ordenados em ordem decrescente de influências sobre rc, obtendo-se a
seguinte ordem:
ap, f, g e Vc
Observa-se que o raio de curvatura natural do cavaco aumenta com os aumentos da profundidade de corte, do ângulo de saída da ferramenta e da velocidade de corte, dificultando a quebra do cavaco, diminuindo com o aumento do avanço, facilitando a quebra do cavaco. O comportamento dessas variáveis era esperado, exceto o efeito da profundidade de corte. Normalmente, o aumento da profundidade de corte tende a tornar o cavaco mais quebradiço (reduzindo rc), ver
Figura 4.10, [8]. Entretanto, este parâmetro pode atuar diferentemente, dependendo da faixa de avanço [9] e do grau de desgaste da ferramenta [10].
Na usinagem de um tubo (corte ortogonal) a velocidade de corte no diâmetro interno é consideravelmente menor que no diâmetro externo, o que causa uma curvatura do cavaco como mostrado na Figura 5.7. A profundidade de corte, neste caso, vai alterar aquela curvatura.
Figura 5.7. Curvatura do cavaco para dentro, causado pela variação da velocidade de corte ao longo da aresta [4].
A rigidez da máquina, quando baixa, pode causar vibrações e promover quebra nos cavacos, porém com conseqüências graves no acabamento superficial.
A combinação de todos estes efeitos sendo levados em consideração é que vai distribuir os cavacos nas mais diversas formas apresentadas no item 4.5, segundo os esquemas mostrados na Figura 5.8.
Os cavacos da Figura 5.8c são quebrados periodicamente quando eles encontram a superfície recém-usinada, o que pode danificar o acabamento superficial. Os cavacos da Figuras 5.8d e 5.8e, são quebrados quando eles se chocam contra a superfície da peça pronta para ser usinada. Se a direção lateral for suficiente, o cavaco com curvatura para cima pode evitar a peça mas encontrar a superfície de folga da ferramenta, formando cavacos como na Figura 5.8f. Se a direção lateral for ainda maior, podem gerar cavacos como os das Figuras 5.8h, 5.8 i ou 5.8j. Além desses, vários outros tipos podem ser observados, que representam a combinação dos cavacos mostrados na Figura 5.8 a-j [4].
Figura 5.8. Representação da geração das diversas formas de cavaco: a) cavaco em fita, reto (ângulo de inclinação = 0o); b) cavaco em fita com direção de saída variado (ângulo de inclinação = 0o); c) cavaco do tipo arruela (ângulo de inclinação = 0o, vc variável ao longo da aresta de corte, sem
curvatura para cima); d) cavaco do tipo “c” (ângulo de inclinação = 0o); e) cavaco curto na forma de “orelha” (ângulo de inclinação = 0o); f) cavaco longo na forma de “orelha” (ângulo de inclinação = 0o); g) cavaco na forma de bobina (ângulo de inclinação = 0o, vc variável ao
longo da aresta de corte e curvatura para cima); h) cavaco helicoidal tubular (ângulo de inclinação positivo e grande profundidade de corte); i) cavaco do tipo “mola” (ângulo de inclinação positivo e pequena profundidade de corte); j) cavaco helicoidal cônico (combinação de c) e h), comum na furação); k) combinação de c) e d) (ângulo de inclinação diferente de zero); l) cavaco do tipo “c”, conectados [4].
Considerando estes fatores e as condições de corte, os fabricantes de ferramentas, particularmente de metal duro, desenvolvem os insertos com as mais variadas formas de quebra-cavacos. Estes fabricantes, geralmente, tem um design diferente para operações de acabamento, cortes médios e operações de desbaste. Para cada tipo de operação destas, o design do quebra-cavaco cobre uma determinada faixa de avanço e profundidade de corte.
Paulino et alli [7] usinando o aço ABNT 5140, no torneamento, testaram a eficiência de quatro geometrias de superfícies de saída de ferramentas de metal duro (uma lisa, e as demais para operações de acabamento, intermediária e de desbaste). Eles encontraram que a geometria desenvolvida para operações de
desbaste (MR) obteve melhor desempenho quanto a uniformidade na distribuição de h’ e rc, promovendo uma quebra do cavaco mais eficaz. As geometrias lisa e de
acabamento, promoveram menores deformações no cavaco e conseqüentemente se mostraram menos eficazes na quebra dos cavacos.
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
1. BOOTHROYD, G. “Fundamentals of Metals Maching and Machine Tools”, International Student Edition, Mc Graw-Hill, 5 th Printing, 1981, ISBN 0- 07085057-7.
2. TAKATSUTO, M. “Chip Disposal System in Intermittntly Decelareted Feed”, Bull. Japan Soc. of Prec. Engg., vol. 22, no 2, june 1988, pp. 109-114.
3. MACHADO, A.R. “Machining of Ti6A14V and Inconel 901 with a High Pressure Coolant System”, PhD Thesis, University of Warwick, England, 1990, 288 pgs. 4. SHAW, M.C. “Metal Cutting Principles”, Oxford Scientific Publications, USA,
1986, 594 pgs, ISBN - 0-19-859002-4.
5. MILLS, B. and REDFORD, A.H. “Machinability of Engineering Materials”, Applied Science Publishers, U.K., 1983, 174 pgs, ISBN - 0-85334-183-4.
6. SALES, W.F.; “Relação Experimental Entre o Raio de Curvatura Natural do Cavaco e os Principais Parâmetros de Usinagem”; Dissertação de Mestrado, Universidade Federal de Uberlândia - UFU, Uberlândia, Minas Gerais, Brasil, 1995.
7. PAULINO, W.S.; SALES, W.F.; EZUGWU, E.O. e MACHADO, A.R.; “Determinação da Eficiência de Quebra-cavacos com as Principais Condições de Corte”; XIV COBEM, Bauru, São Paulo, Brasil, 1997.
8. SMITH, G.T., “Advanced Machining - The Handbook of Cutting Technology”, IFS Publications, 1989, ISBN 1-85423-022-6
9. FANG, X.D. and JAWAHIR, I.S., "An Expert System Based on a Fuzzy Mathematical Model for Chip Breakability Assessments in Automated Machining", proceedings of the 2nd Int. ASME Conf., Atlanta, USA, Vol. IV, March 1990, pp 31 -37.
10. FANG, X.D. and JAWAHIR, I.S., "The Effects of Progressive Tool Wear and Tool Restricted Contact on Chip Breakability in Machining", Wear, Vol. 160, 1993, pp 243 - 252.
C A P Í T U L O 6
A INTERFACE CAVACO - FERRAMENTA