AVALIAÇÃO DA RUGOSIDADE GERADA NO FRESAMENTO FRONTAL
ASSIMÉTRICO DO FERRO FUNDIDO NODULAR DIN GGG50
Henrique Butzlaff Hübner, henrique.hubner@ufrgs.br André João de Souza, ajsouza@ufrgs.br
Universidade Federal do Rio Grande do Sul – UFRGS, Departamento de Engenharia Mecânica – DEMEC, Rua Sarmento Leite, 425 – Centro – CEP: 90050-170 – Porto Alegre, RS.
Resumo: Devido a uma grande demanda sobre a precisão da fabricação, bem como a redução de custos, torna-se necessário cada vez mais um maior conhecimento dos fatores que influenciam a qualidade do produto final. Neste trabalho avaliaram-se os efeitos do avanço por volta, da profundidade de corte e da penetração de trabalho nos cortes assimétricos (concordante e discordante) em relação à peça sobre a rugosidade da superfície usinada no fresamento frontal do ferro fundido nodular DIN GGG50 usando cabeçote fresador 45° e pastilhas de metal duro classe K20. A rotação da fresa permaneceu constante e aplicou-se fluido de corte mineral semissintético. A rugosidade gerada por fresamento foi quantificada por meio de um rugosímetro portátil e qualificada via microscópio digital portátil. Através de análise de variância foi possível encontrar evidências significativas de que a diminuição da profundidade de corte, o aumento do avanço por volta e a mudança do corte de concordante para discordante causam um aumento nos valores de rugosidade média e total.
Palavras-chave: fresamento frontal, ferro fundido, rugosidade.
1. INTRODUÇÃO
A operação de fresamento é uma das mais utilizadas dentre os processos de fabricação por usinagem. O fato de a ferramenta de corte (fresa) poder se apresentar sob as mais diversas formas confere a esta operação versatilidade em termos de geometrias possíveis de serem geradas. Boa parte das superfícies não planas e de não revolução de peças e/ou componentes somente pode ser gerada por fresamento (Diniz et al., 2010; Machado et al., 2009).
O faceamento é a operação mais comum no fresamento e pode ser realizado usando uma ampla gama de diferentes ferramentas. As fresas com um ângulo de posição (r) de 45º são usadas com mais frequência para aplicações que envolvem valores intermediários de profundidade de corte (ap) e avanço por dente (fz) por reduzirem vibrações em balanços longos e permitirem aumento da produtividade (afinam os cavacos) (Sandvik, 2012).
Sabe-se que o processo de usinagem baseia-se na remoção de material, utilizando na ferramenta um material mais duro e mecanicamente mais resistente que a peça. Assim, o surgimento de novos materiais e ligas estruturais com excelentes propriedades de resistência mecânica e elevada dureza contribuíram para o aparecimento de novos materiais para a concepção de ferramentas mais resistentes para as operações de usinagem. Os dois tipos de materiais mais comuns usados em ferramentas de corte destinadas às operações tradicionais de usinagem são o aço rápido e o metal duro, que juntos somam 90% das aplicações na indústria moderna. Outros materiais mais avançados, tais como CBN, cerâmica e diamantes, detêm os 10% restantes das aplicações (Koelsch, 2000).
Tendo em vista uma grande demanda sobre a precisão da fabricação, bem como a eficiência e a redução dos custos, o fresamento está em constante evolução. Ao desenvolver um processo de fresamento mais exato é possível eliminar etapas de fabricação seguintes como a retificação, por exemplo, e aumentar a sustentabilidade do sistema de produção. O sucesso no desenvolvimento de um processo mais exato vai depender de quão profundo é o conhecimento das variáveis que afetam as tolerâncias do produto final. Dessa forma, torna-se interessante o estudo dos parâmetros corte no processo de fresamento, uma vez que se aumenta a possibilidade de adequar o mesmo para a aplicação desejada.
O material da peça influencia na qualidade da superfície acabada durante a remoção de material. Por conseguinte, pretende-se avaliar os efeitos do avanço, da profundidade de corte e da penetração de trabalho sobre a rugosidade da superfície gerada no fresamento frontal assimétrico concordante e discordante do ferro fundido nodular DIN GGG50, visto que este tema não oferece um bom banco de dados como base de análise. Para tanto, foi utilizado um cabeçote fresador 45° com insertos de metal duro classe K20 e aplicação de fluido de corte semissintético na solução 1:20.
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1.1. Ferro Fundido
Ferros fundidos são ligas à base de ferro e carbono com teores elevados de silício. A definição clássica separa aços e ferros fundidos empregando o limite de aproximadamente 2% de carbono, a solubilidade máxima deste elemento na austenita. Com o advento da microscopia, passou a ser possível classificar os ferros fundidos através de sua microestrutura. Os ferros que contêm grafita são classificados primeiramente, pela forma da grafita.
A forma da grafita é classificada em seis formas típicas (Fig. 1). Estas formas praticamente determinam o tipo de ferro fundido. Por exemplo, as formas I, III e VI são típicas dos ferros fundidos cinzento (GCI – Gray Cast Iron), vermicular (CGI – Compacted Graphite Iron) e nodular (NCI – Nodular Cast Iron), respectivamente; ou seja, são as que geralmente surgem em maior quantidade na morfologia destes. As formas II, IV, V e VI podem aparecer no ferro fundido vermicular e as formas IV e V no ferro fundido nodular, devido a vários fatores, como a quantidade de certos elementos químicos, espessura da seção do fundido, tratamento térmico, entre outros (Martins, 2012).
I II III
IV V VI
Figura 1. Esquemas de referência para as seis classes de partículas de grafita (adaptado de ISO 945-1: 2008).
Dentro de cada forma da grafita, a maneira como a grafita se distribui e suas dimensões são, também, medidas e caracterizadas metalograficamente. Além disso, os ferros fundidos podem ser classificados pela microestrutura da matriz, que apresenta os mesmos constituintes que os aços (Colpaert, 2008). A Tabela 1 apresenta algumas informações sobre os ferros fundidos.
Tabela 1. Propriedades mecânicas dos ferros fundidos (adaptado de Sintercast, 2013).
Propriedades do Ferro Fundido Cinzento (GCI) Vermicular (CGI) Nodular (NCI)
Resistência à Tração [MPa] 235 500 650
Dureza [HB] 200 225 270
Módulo de Elasticidade [GPa] 110 140 165
Resistência à Fadiga [MPa] 100 205 265
Condutividade Térmica [W/m2·K] 48 35 28
1.2. Fluidos de Corte
Segundo Diniz et al. (2010), durante o corte se desenvolve grande quantidade de calor devido à energia necessária para a deformação do cavaco e à energia decorrente do atrito nas interfaces ferramenta/peça e cavaco/ferramenta. Este calor precisa ser reduzido por lubrificação e/ou extraído por refrigeração da ferramenta e da peça, principalmente para minimizar o desgaste da ferramenta, a dilatação térmica da peça e o dano térmico à estrutura superficial da peça. Se isso acontecer, não somente a geração de calor é diminuída, mas também a força e a potência de corte. Para tanto, se tem
desenvolvido novos materiais para ferramentas (ou de camadas de ferramentas), materiais de peça com usinabilidade melhorada, e utilização de fluidos de corte com capacidade lubrificante. Além disso, os autores ainda relatam que em fresamento, a lubrificação fica facilitada, pois o óleo com características lubrificantes toca a ferramenta enquanto esta se encontra fora da peça (a aresta de corte de uma fresa passa mais que a metade da volta fora da peça) e é levado para as interfaces ferramenta/peça e cavaco/ferramenta pela própria ferramenta.
1.3. Rugosidade e Acabamento Superficial
A qualidade geral de uma superfície usinada pode ser classificada como função da medição de quatro parâmetros: rugosidade, ondulações, marcas denotando as direções das irregularidades (marcas de avanço) e falhas (Juneja e Sekhon, 2003; Shaw, 2005; Machado et al., 2009; Kalpakjian e Schmid, 2010).
No entanto, nos processos de usinagem em geral, é comum a qualidade de uma superfície ser classificada apenas em termos do parâmetro rugosidade, ou seja, erros micro geométricos existentes nas superfícies das peças, cujos valores medidos são normalmente expressos pela rugosidade média ou pela rugosidade total. Sua avaliação é possível com a utilização de um aparelho específico chamado rugosímetro.
A rugosidade média (Ra) é definida como o valor médio aritmético de todos os desvios do perfil em relação a uma linha média dentro de um dado comprimento de medição L. Já a rugosidade total (Rt) é definida como a distância entre duas linhas paralelas à linha média que tangencia o perfil no pico mais elevado e no vale mais profundo, em um dado comprimento de medição L (Mello et al.,2012). A Figura 2 mostra a representação esquemática de Ra e Rt.
Figura 2. Rugosidade Ra e Rt em um perfil de superfície P(x) de uma amostra
de comprimento L (Mello et al., 2012).
A rugosidade média teórica (Ra (teor)) pode ser calculada no fresamento frontal utilizando uma ferramenta com raio de ponta rε e avanço por dente fz pela Eq. (1) (Santos, 2001; Machado et al., 2009; Diniz et al., 2010).
2 2
0 5 0 25
a( teor ) z
R , r r , f (1)
Em casos reais, a rugosidade real costuma ser maior do que a teórica, devido a:
posicionamento irregular das pastilhas no sentido axial;
desgaste irregular das arestas;
fluxo irregular de cavaco;
fixação e/ou rigidez da peça deficientes;
condições da máquina deficientes (p.ex. se a fresa não está bem balanceada, o dente mais externo faz o corte; assim, o avanço real por dente é igual ao avanço por rotação, o que prejudica o acabamento).
Cada processo de usinagem garante uma precisão em determinadas condições de usinagem. A Tabela 2 mostra a Classe de Tolerância (IT) e a Rugosidade Média (Ra) que podem ser obtidas por fresamento.
Tabela 2. Rugosidades obtidas por fresamento para superfícies planas (adaptado de Ferreira, 2012).
Processo de Fresamento Classe de Tolerância (IT) Rugosidade Ra [µm]
Desbaste 11-13 5 – 20
Semiacabamento 8-11 1,25 – 10
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2. MATERIAIS E MÉTODOS
Realizou-se o fresamento frontal em um bloco de ferro fundido nodular DIN GGG50 com dimensões de 100 100 50 mm devidamente fixado sobre uma plataforma piezelétrica a qual estava presa à mesa do centro de usinagem Romi modelo Discovery 308. Utilizou-se para o corte um cabeçote fresador 45° com diâmetro D = 50 mm (Fig. 3) e fluido lubrirrefrigerante. A Figura 3 ilustra o sistema experimental utilizado.
Figura 3. Sistema experimental utilizado.
Na Figura 3 observa-se a presença de uma plataforma piezelétrica utilizada na aquisição das componentes da força de usinagem. Entretanto, este assunto não é abordado no trabalho.
2.1. Caracterização do Material do Corpo de Prova
O GGG 50 (DIN 1693, 1997) 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 ferro fundido 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. Carcaças de turbo-compressores e coletores de escapamento são geralmente feitos de ferro fundido com liga Si-Mo, que é mais resistente ao calor (Sandvik, 2012). A Figura 4 apresenta as imagens da microestrutura da amostra do ferro fundido DIN GGG50 utilizado nos ensaios práticos.
(a) (b)
Figura 4. DIN GGG50: (a) sem ataque; (b) atacado com Nital 2% (Ampliação 100x).
Observando a Fig. 4(a) percebem-se partículas de grafite das Classes III e VI da norma ISO-945 praticamente em mesma proporção (vide Fig. 1). Na Figura 4(b), observam-se os nódulos de grafita envolvida por ferrita em uma matriz perlítica. Quanto à dureza, ensaios obtidos em cinco pontos distintos sobre a superfície da peça revelaram um valor médio igual a 230 HB. x z y x Cabeçote Fresador Avanço Plataforma Piezelétrica Peça Rotação
2.2. Propriedades da Ferramenta de Corte
Nos ensaios foi utilizado um cabeçote fresador Sandvik modelo R245-050Q22-12M (Fig. 5a) com 50 mm de diâmetro e alojamento para quatro pastilhas intercambiáveis. Os insertos da Classe K20 são da Sandvik modelo R245-12 T3 M-KM GC3220 (Fig. 5b) com raio de ponta r =1,5 mm, comprimento da aresta alisadora bs = 2mm, ângulo de posição r = 45° e cobertura MTCVD (do inglês Medium Temperature Chemical Vapor Deposition) de TiCN / Al2O3 / TiN, utilizados em operações de faceamento leve. A profundidade de corte máxima (ap (máx.)) recomendada pelo fabricante para os insertos é de 6 mm, já os limites de velocidade de corte (vc) e de avanço por dente (fz) recomendados são de 190-255 m/min e 0,10-0,35 mm respectivamente.
(a) (b)
Figura 5. Ferramenta de corte utilizada: (a) cabeçote fresador; (b) pastilha intercambiável (inserto).
2.3. Caracterização do Meio Lubrirrefrigerante
Nas operações de corte foram usados dois pontos de refrigeração/lubrificação no Centro de Usinagem com vazão total de 5500 litros por hora.
O lubrirrefrigerante utilizado foi o óleo solúvel semissintético Quimatic ME-I na diluição de 1 parte de óleo para 19 partes de água. De acordo com Quimatic (2013), as principais características deste meio lubrirrefrigerante são: grande lubricidade (comparável aos óleos minerais); atração molecular (tecnologia que garante excelente refrigeração com ótima lubrificação); econômico (permite maior diluição sem afetar o desempenho); ecológico (isento de nitritos, compostos aromáticos, cloro, enxofre e metais pesados); excelente proteção anticorrosiva; não agride a pele do operador ou produz névoa irritante no ambiente de trabalho.
2.4. Procedimento Experimental
Ao todo foram realizados 16 passes. Como optou-se por manter a velocidade de corte (vc) constante, todos os passes foram realizados com rotação n = 1500 rpm que correspondente a uma velocidade de corte intermediária (225 m/min) em relação aos limites especificados pelo fabricante. Com relação a profundidade de corte escolheu-se valores maior e menor que o raio de ponta da pastilha (ap1 rε ap2), já os valores de fz foram escolhidos adotando valores bem próximos ao maior e o menor valor recomendado pelo fabricante, ou seja, adotou-se os valores fz = 0,15 mm e fz = 0,30 mm. Quanto à penetração de trabalho (ae), adotou-se valores maior e menor que o raio (D/2) da fresa (ae1 D/2 ae2). A Tabela 3 apresenta o planejamento experimental.
Tabela 3. Combinação de parâmetros por passe (n = 1500 rpm).
Passe Tipo de Corte ap [mm] ae [mm] f [mm/volta] Passe Tipo de Corte ap [mm] ae [mm] f [mm/volta]
1 Discordante 1 30 1,2 9 Discordante 1 30 0,6 2 Discordante 2 30 1,2 10 Discordante 2 30 0,6 3 Discordante 1 20 1,2 11 Discordante 1 20 0,6 4 Discordante 2 20 1,2 12 Discordante 2 20 0,6 5 Concordante 1 30 1,2 13 Concordante 1 30 0,6 6 Concordante 2 30 1,2 14 Concordante 2 30 0,6 7 Concordante 1 20 1,2 15 Concordante 1 20 0,6 8 Concordante 2 20 1,2 16 Concordante 2 20 0,6
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A Figura 6 esquematiza por diferentes cores e tons os oito passes para cada um dos dois avanços executados no corpo de prova. Depois dos passes 1, 3, 5, 7 foi necessário efetuar um desbaste para evitar que a aresta de corte ficasse em contato com a superfície deixada pelo passe anterior. Após efetuar os oito primeiros passes no corpo de prova com avanço f = 1,2 mm/volta, fez-se um faceamento na peça a fim de repetir os oito passes seguintes com f = 0,6 mm/volta.
Os valores de rugosidade foram medidos com o rugosímetro junto ao centro de usinagem após cada passe realizado.
Figura 6. Passes efetuados no corpo de prova.
2.5. Descrição dos Procedimentos de Medições de Textura
No decorrer do processo para as 16 situações, a peça usinada foi supervisionada constantemente através da medição periódica (após cada passe da ferramenta) a fim de avaliar a textura na entrada e na saída do cabeçote fresador.
Para a qualificação da superfície através dos parâmetros de rugosidade Ra e Rt utilizou-se o rugosímetro portátil Mitutoyo SJ-201 (Fig. 7a). O aparelho possui resolução de 0,01 µm e agulha com raio de ponta 5 µm. As medições foram feitas na direção perpendicular a do avanço da fresa e a uma distância de aproximadamente 20 mm da aresta perpendicular ao sentido de avanço do cabeçote fresador (Fig. 7b). Nas medições usou-se um comprimento de amostragem (cut-off) = 0,8 mm (recomendado para Ra 2 µm) e um comprimento de medição L = 0,8 5 = 4 mm.
(a) (b)
Figura 7. (a) Rugosímetro Mitutoyo SJ-201; (b) Procedimento de medição de rugosidade.
Para verificar a influência das variáveis independentes de entrada nos valores da rugosidade média, realizou-se a Análise de Variância (ANOVA) através do MS Excel levando-se em conta o tipo de corte (concordante ou discordante), a profundidade de corte (ap), a penetração de trabalho (ae) e o avanço por volta (f).
3. RESULTADOS E ANÁLISES
A Tabela 4 mostra os valores de rugosidades média Ra e total Rt obtidos na entrada e na saída dos passes efetuados e a Fig. 8 mostra o valor médio obtido para cada passe, resultantes do processo de usinagem e apresentados no planejamento experimental da Tabela 3.
Salienta-se que o cálculo da rugosidade média teórica Ra(teor) (Eq. 1) para um raio de ponta rε = 1,5 mm gera para os dois valores de avanço com cabeçote fresador de z = 4 dentes:
fz1 = 0,30 mm/dente Ra( teor )1 500 1 5
, 1 5, 20 25 0 30, , 2
3 76 m, fz2 = 0,15 mm/dente Ra( teor )2 500 1 5
, 1 5, 20 25 0 15, , 2
0 94 m, Tabela 4. Rugosidades obtidas durante os ensaios (E = entrada; S = saída).
Ra [µm] Rt [µm] Ra [µm] Rt [µm]
Passe E S Média E S Média Passe E S Média E S Média
1 1,36 1,24 1,30 13,38 13,67 13,53 9 1,34 0,73 1,04 10,91 8,17 9,54 2 1,15 0,77 0,96 8,00 11,31 9,66 10 1,08 0,43 0,76 13,04 4,69 8,87 3 1,24 0,85 1,05 9,39 6,27 7,83 11 1,49 0,96 1,23 9,71 8,15 8,93 4 0,88 1,25 1,07 7,73 10,29 9,01 12 1,42 0,46 0,94 10,73 5,52 8,13 5 0,99 1,03 1,01 9,51 9,24 9,38 13 1,19 0,59 0,89 9,98 5,38 7,68 6 0,79 0,81 0,80 6,92 8,44 7,68 14 0,68 0,51 0,60 7,30 4,63 5,97 7 0,82 0,72 0,77 7,76 6,11 6,94 15 0,69 0,84 0,77 6,60 7,61 7,11 8 0,74 0,90 0,82 7,59 7,89 7,74 16 0,54 0,95 0,75 6,15 7,97 7,06 (a) (b)
Figura 8. Rugosidades: (a) Média Ra; (b) Total Rt.
Analisando a Figura 8, pode ver-se que se conseguiu uma rugosidade média da superfície expressivamente boa, correspondendo a uma operação de acabamento de acordo com a Tab. 2 (Ra 1,25 µm) – com exceção do passe 1 (Ra = 1,30 µm). Tanto para Ra quanto para Rt, a menor rugosidade que se obteve foi no passe 14.
Comparando os dados da Tab. 4 e da Fig. 8 com os valores teóricos, somente os passes 9 e 11 geraram valores reais superiores aos estimados.
Com relação aos dados mensurados e registrados na Tab. 4, os valores médios das rugosidades média e total variaram percentualmente conforme a Tab. 5.
Tabela 5. Redução percentual dos valores de rugosidades Ra e Rt com a alteração das variáveis analisadas
Alteração do Parâmetro de Entrada Diminuição percentual de Ra Diminuição percentual de Rt
Corte discordante para concordante 23% 21%
Aumento de ap (1 para 2 mm) 17% 10%
Diminuição de ae (30 para 20 mm) 0% 13%
Diminuição de f (1,2 para 0,6 mm/volta) 11% 12%
Considerando de maneira geral a Tab. 5, pode-se perceber que sobre Ra há uma maior influência do tipo de corte (discordante ou concordante), seguido pela variação de ap e por último a variação de f. A Análise de Variância (Tab. 6) pode confirmar com maior exatidão estas influências. Já para Rt, a maior influência ainda é exercida pelo tipo de corte, seguido por ae e f, e por último, ap.
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Ra [ m] Passe Rugosidade Média f = 1,2 mm/volta f = 0,6 mm/volta discordante concordante discordante concordante
0 2 4 6 8 10 12 14 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Rt [ m] Passe Rugosidade Total f = 1,2 mm/volta f = 0,6 mm/volta discordante concordante discordante concordante
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Tabela 6. Análise de Variância para Ra.
Causa de Variação SQ gdl MS Fo f0,01 Probabilidade
Tipo de Corte (A) 0,4656 1 0,4656 4,8660 0,0424 95,76%
ap (B) 0,2312 1 0,2312 2,4162 0,1396 86,04% ae (C) 0,0001 1 0,0001 0,0012 0,9731 2,69% f (D) 0,0841 1 0,0841 0,8784 0,3626 63,74% AB 0,0210 1 0,0210 0,2196 0,6457 35,43% AC 0,0220 1 0,0220 0,2304 0,6377 36,23% AD 0,0000 1 0,0000 0,0001 0,9910 0,90% BC 0,0990 1 0,0990 1,0347 0,3242 67,58% BD 0,0200 1 0,0200 0,2090 0,6537 34,63% CD 0,0741 1 0,0741 0,7745 0,3918 60,82% ABC 0,0040 1 0,0040 0,0423 0,8396 16,04% ABD 0,0010 1 0,0010 0,0106 0,9193 8,07% ACD 0,0098 1 0,0098 0,1024 0,7531 24,69% BCD 0,0153 1 0,0153 0,1600 0,6944 30,56% ABCD 0,0181 1 0,0181 0,1886 0,6699 33,01% Resíduo (Erro) 1,5310 16 0,0957 --- --- --- Total 2,5964 31 --- --- --- ---
A partir da análise da Tab. 6 (ANOVA) foi possível concluir (como já esperado) que existem evidências signifcativas com nível de confiança de 99% de que a mudança do corte discordante para o corte concordante, o aumento da profundidade de corte (ap) e a diminuição do avanço (f) causam uma redução nos valores da rugosidade média (Ra). Para os valores de Ra medidos, a probabilidade de encontrar um valor menor na mudança do tipo de corte de discordante para concordante é de 95,8%, para um aumento de ap a probabilidade é de 86,0% e para a diminuição de f a probabilidade é de 63,7%. A penetração de trabalho (ae) não influenciou significativamente Ra.
Como efetuou-se a medição da rugosidade no meio da largura usinada, uma redução de ae deve promover uma diminuição da rugosidade (constatada em Rt mas não confirmada em Ra), pois se observa um menor espaçamento entre o percurso sucessivo dos dentes. A Figura 9 mostra as imagens das superfícies geradas nos passes 2 e 4 as quais ilustram essa afirmação.
(a) Passe 2 (b) Passe 4
Figura 9. Local de medição da rugosidade para o corte discordante com ap = 2 mm, f = 1,2 mm/volta:
(a) ae = 30 mm (b) ae = 20 mm.
A redução das rugosidades Ra (mais) e Rt (menos) com o aumento de ap deve-se ao fato de que a ferramenta apresenta um raio de ponta rε = 1,5 mm e quando ap = 1 mm, apenas uma pequena parcela da aresta de corte é utilizada
Local de medição Marcas de avanço ae= 30 mm Local de medição Marcas de avanço ae= 20 mm
durante o corte. Como consequência, parte do corte é feito pela região de curvatura da aresta. Isso faz com que o material seja deformado e esmagado contra a superfície e a rugosidade gerada acaba sendo prejudicada.
O corte discordante geralmente tem uma rugosidade maior devido o contato inicial da pastilha com a peça acontecer em condições desfavoráveis e com uma elevada pressão específica de corte. Como o material usinado apresenta certa ductilidade, isso acaba gerando um encruamento localizado do material no início do corte (penetração no material) e a rugosidade torna-se mais elevada pela formação de rebarbas na superfície usinada.
Apesar de as pastilhas terem um comprimento da aresta alisadora (bs = 2 mm) maior que os dois avanços utilizados (f = 1,2 mm e f = 0,6 mm) constatou-se que pode haver pastilhas projetadas em planos mais salientes que outras. Isto se dá possívelmente devido às tolerâncias das pastilhas, às folgas nos mancais do eixo-árvore e às rebarbas ou defeitos da fixação das pastilhas no cabeçote fresador. Logo, a redução nas rugosidades Ra e Rt devido à diminuição de f se deve à natureza geométrica do corte no fresamento, e esta relação pode ser constatada pela Eq. (1).
4. CONCLUSÕES
Com relação aos dados mensurados e registrados, constata-se que existem evidências significativas de que o aumento da profundidade de corte (ap), a diminuição do avanço por volta (f) e a mudança do corte de discordante para concordante causam uma diminuição nos valores de rugosidade média (Ra) e total (Rt). Similarmente observou-se através da Análise de Variância (ANOVA) para Ra.
Sobre a rugosidade média (Ra), há uma maior influência do tipo de corte (discordante ou concordante), seguido pela variação de ap e por último a variação de f.
Tanto para rugosidade média quanto para a total, o menor valor de rugosidade gerado foi no passe 14 em que se teve corte concordante, profundidade de corte ap = 2 mm, penetração de trabalho ae = 30 mm e avanço f = 0,6 mm/volta (fz = 0,15 mm/dente).
Comparando com os valores teóricos da rugosidade média (Ra(teor) = 0,94 µm), somente os passes em que se teve corte discordante, ap = 1 mm e fz = 0,15 mm/dente geraram valores reais superiores aos estimados.
Ao selecionar os parâmetros de entrada para se otimizar a rugosidade (Ra) gerada na superfície fresada, é importante analisar cuidadosamente certos fatores tais como: posicionamento irregular das pastilhas no cabeçote fresador, tolerâncias das pastilhas, folga no eixo árvore etc., visto que a combinação desses resulta em uma diferença da rugosidade para os avanços (f) utilizados, mesmo sendo os avanços inferiores ao comprimento da aresta alisadora.
Através dos resultados da ANOVA tem-se a possibilidade de optar pelos parâmetros de usinagem a fim de que se determine a rugosidade desejada e aumente a viabilidade do processo de fabricação.
5. REFERÊNCIAS
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6. RESPONSABILIDADE AUTORAL
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo deste trabalho.
EVALUATION OF ROUGHNESS GENERATED IN ASYMMETRICAL FACE
MILLING OF CAST IRON DIN GGG50
Henrique Butzlaff Hübner, henrique.hubner@ufrgs.br André João de Souza, ajsouza@ufrgs.br
Universidade Federal do Rio Grande do Sul – UFRGS, Departamento de Engenharia Mecânica – DEMEC, Rua Sarmento Leite, 425 – Centro – CEP: 90050-170 – Porto Alegre, RS.
Abstract: Due to a great demand on the manufacturing accuracy and cost reduction, becomes increasingly necessary a better understanding of the factors that influencing the quality of the final product. This study evaluated the effects of the feed rate and the axial and radial depth of cut in the up and down asymmetrical cutting in relation to workpiece about the machined surface roughness parameters in the face milling of cast iron DIN GGG50 with carbide inserts. The cutter rotation remained constant. The roughness generated by face milling was quantified through a portable profilometer and qualified by a portable digital microscope. Through an analysis of variance was found significant evidence that the reduction of axial depth of cut, the increase of feed rate and the conversion from down to up milling causes an increase of roughness values.
