MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ESTUDO DO EFEITO DA DIREÇÃO E DO SENTIDO DE CORTE NA FORÇA DE USINAGEM NUM PROCESSO DE FRESAMENTO DE FORMAS COMPLEXAS
ERNESTO BERKENBROCK
JOINVILLE 2012
ERNESTO BERKENBROCK
ESTUDO DO EFEITO DA DIREÇÃO E DO SENTIDO DE CORTE NA FORÇA DE USINAGEM NUM PROCESSO DE FRESAMENTO DE FORMAS COMPLEXAS
Dissertação apresentada ao Programa de Pós- Graduação em Engenharia Mecânica da Sociedade Educacional de Santa Catarina, como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica.
Orientador: Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza
JOINVILLE 2012
ESTUDO DO EFEITO DA DIREÇÃO E DO SENTIDO DE CORTE
NA FORÇA DE USINAGEM NUM PROCESSO DE
FRESAMENTO DE FORMAS COMPLEXAS
Ernesto Berkenbrock
Dissertação defendida e aprovada em 10 de Maio de 2012, pela banca examinadora constituída pelos professores:
____________________________________________________ Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza (Orientador)
Instituto Superior Tupy
____________________________________________________ Prof. Dr. Eduardo Anselmo Diniz (Avaliador Externo)
UNICAMP – Universidade de Campinas
____________________________________________________ Prof. Dr. Freddy Armando Franco Grijalba (Avaliador Interno)
Dedico esse trabalho à minha esposa Sandra, pelo amor, carinho e incentivo durante a realização deste trabalho. Aos meus orientadores que não mediram esforços para que este projeto se tornasse realidade.
AGRADECIMENTOS
Ao meu orientador, Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza pelo incentivo, orientação e amizade, imprescindíveis à realização do presente trabalho.
À Universidade de São Paulo (USP/Laboratório OPF/NUMA), e à Sociedade Educacional de Santa Catarina (Laboratório PROMOLDE), pela oportunidade e infraestrutura essencial à realização desta dissertação. Em especial aos Professores Dr. Reginaldo Teixeira Coelho, Dr. Edgar Augusto Lanzer, Drª. Sueli Fischer Beckert, Drª. Danielle Bond, Msc. Roque Antonio Mattei, Msc. Gilberto Zuhlan, Msc. Luis Fernando Bublitz, Msc. Pedro Paulo Pamplona, Msc. Nádia Fátima de Oliveira pela oportunidade de realizar este trabalho.
Aos colegas: Claudinei Haag, Klaus Manfred Siegle, Msc. Silvio Ricardo Benedito, Msc. Marcelo Luiz Arias, Jean Carlos Mira de Oliveira, Emerson Luis de Oliveira, Gualter Nogueira Netto, Alisson Paulo Ramos, Msc. Daniele Ramos, Msc. Edésio Mesquita, Aldo Zanela Junior, Msc. Valter Vander de Oliveira, Msc. Francini Reitz Spanceski, Msc. Solange A. C. Andrade de Oliveira, Msc. Newton Taso Naro Faraco, Tiago Murilo Mafra, Msc. Ibere Roberto Duarte, Msc. Sabrina Bodziak, Msc. Ronaldo Carlos Rohloff, Evandro Erfin Poffo e demais membros do grupo de pesquisa PROMOLDE.
Aos laboratoristas Leandro Henrique Lenzi, Felipe Gustavo Ebersbach, Diego Iop, Wagner Lemos Moraes, Guilherme Ferreira Eça Guimarães da SOCIESC e o Sr. Adolfo Ferrarin Neto da USP pelo comprometimento e seriedade no desenvolvimento da parte experimental.
A CAPES, pelo Programa PROCAD PE 139/2007 and PROENGENHARIAS PE 27/2008.
À minha família, que sempre acreditou e incentivou-me a alcançar meus sonhos, e a todos que, de alguma maneira, contribuíram para a realização deste trabalho.
RESUMO
O processo de fresamento assume papel importante na manufatura de moldes e matrizes, devido a sua versatilidade na produção de geometrias complexas, contudo ainda representa um desafio, pois há limitações nesse processo. A utilização de sistemas CAD/CAM é indispensável para a fabricação dessas geometrias, cujos sistemas devem possuir características específicas para atender ao modelamento e fabricação de formas complexas, tipicamente encontradas no segmento de moldes e matrizes. Durante o fresamento de geometrias complexas empregando ferramentas de ponta esférica, a condição de contato ferramenta/peça altera-se constantemente. O diâmetro efetivo de corte varia ao longo da trajetória da ferramenta em função da superfície complexa, essa variação depende da profundidade axial de corte e da inclinação da ferramenta de corte. Essa variação da área de contato entre a ferramenta e a peça modifica a formação do cavaco ao longo da geometria usinada, o que gera uma rugosidade não uniforme e severas alterações da força de usinagem. Neste trabalho, estudou-se a influência da posição da ferramenta de corte na geometria usinada, a velocidade de corte, na direção e no sentido de corte em relação à força de usinagem. Os resultados obtidos comprovam a importância da seleção adequada dos parâmetros para obtenção do melhor resultado do processo de fresamento. A posição da ferramenta no diâmetro efetivo de corte, em todos os ensaios realizados, mostrou que, quanto maior o diâmetro menor a força de usinagem. Finalmente, o monitoramento da força de usinagem pelo dinamômetro ajudou no entendimento do processo em estudo.
Palavras-chave: Força de Usinagem, Fresamento de geometrias complexas, Ferramenta de ponta esférica, Moldes e Matrizes.
ABSTRACT
The milling process plays an important role in the manufacture of molds and dies, due to its versatility in the production of complex geometries, yet still represents a challenge because there are limitations in this process. The use of CAD/CAM systems in manufacturing of these geometries is essential whose systems must have specific characteristics to meet the modeling and fabrication of complex shapes typically found in the mold and die segment. During the milling of complex geometry using ball nose tools, the contact condition tool / workpiece changes constantly. The effective cutting diameter varies along the tool path due to the complex surface. This variation depends on the axial depth of cut and tool axis inclination angle. This variation of the contact area between tool and workpiece modifies the formation of the chip along the geometry of surface machining which generates a non-uniform surface roughness and severe changes of cutting force. In this work we studied the influence of the geometrical position of the cutting tool, the cutting speed and cutting direction in relation to the cutting force. The results confirm the importance of proper selection of parameters for obtaining the best result of the milling process. The position of the tool in effective cutting diameter in all tests showed that the larger diameter reduces the cutting force. Finally, the force monitoring of tool force dynamometer helped in understanding the milling process.
Key-words: Cutting force, Milling of complex geometries, ball nose tools, Molds and Dies.
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1.1 – Custo de Fabricação de Moldes e/ou Matrizes (SANDVIK, 1999) 14
Figura 1.2 – Manufatura de Produtos Plásticos que utilizam Ferramentais (SOUZA e
BONETTI, 2007) 15
Figura 2.1 – Classificação dos Processos de Fabricação (MACHADO et al, 2009) 18
Figura 2.2 – Parâmetros de Corte no Fresamento (seco tools) 20
Figura 2.3 – Sentido de Corte (SANDVIK, 2005) 23
Figura 2.4 - Material remanescente da operação de desbaste (SOUZA et al, 2010) 25
Figura 2.5 – Desbaste por ferramentas de topo plano e esférico (SOUZA et al, 2010) 26
Figura 2.6 – Diâmetro Efetivo de Corte em Superfícies Planas (SANDVIK, 1999) 27
Figura 2.7 – Pontos de Contato de uma Ferramenta de Ponta Esférica (SOUZA et al,
2010) 28
Figura 2.8 – Formato do Contato Ferramenta Peça (SOUZA et al, 2010) 29
Figura 2.9 – Posição do Centro da Ferramenta de Corte no decorrer da Usinagem
(SOUZA et al, 2010) 31
Figura 2.10 – Direção de Corte Descendente (A) e Ascendente (B) 32
Figura 2.11 – Forças de corte no processo de usinagem (DINIZ et al, 2001) 33
Figura 2.12 – Atuação da Ferramenta de Corte e a variação da Vc (ASPINWALL, 2007)
40
Figura 2.13 – Força de usinagem em relação à orientação de corte (ASPINWALL, 2007)
41
Figura 2.14 – Geometria da Ferramenta de Corte (a) Geometria Global (b) Geometria
Local (c) Elementos do Corte (FONTAINE, 2006) 42
Figura 2.15 – Geometria do Corpo de Prova (a) corpo de prova usinado (b) representação geométrica (c) definição da superfície (d) definição da trajetória da
ferramenta de corte (FONTAINE, 2006) 43
Figura 2.16 – Corpo de Prova (a) Linhas Zig-Zag 0º (b) Linhas Zig-Zag 45º (c) arcos
concêntricos (d) Linhas Radiais (LAZOGLU, 2008) 44
Figura 2.17 – Corpo de Prova (a) Usinagem em Contorno (b) Usinagem em Rampa
Figura 2.18 – Corpo de Prova (a) Usinagem em Contorno (b) Usinagem em Rampa
(IKUA, 2002) 46
Figura 2.19 – Força de Corte (SOUZA et al, 2010) 47
Figura 3.1 – Desenho Técnico do Corpo de Prova 50
Figura 3.2 – Simulação da Trajetória da Ferramenta no Software Power Mill 51
Figura 3.3 – Centro de Usinagem Vertical FEELER FV 600 51
Figura 3.4 – ( A ) Centro de Usinagem Vertical HERMLE C800U (B) Sistema de Fixação
Hidro-mecânico CoroGrip SANDVIK 53
Figura 3.5 – (A) Dinamômetro KISTLER (B) Amplificador de Carga Multicanal Modelo
5019 54
Figura 3.6 – Direções das Componentes da Força de Usinagem em Relação ao Corpo
de Prova 55
Figura 3.7 – Fixação do CP no Dinamômetro e do Dinamômetro na Mesa da CNC 56
Figura 4.1 – Trajetória da Ferramenta de Corte no Corpo de Prova 57
Figura 4.2 – Diâmetro Efetivo de Corte da Ferramenta de Corte na direção Descendente
58
Figura 4.3 – Diâmetro Efetivo de Corte da Ferramenta de Corte na direção Ascendente
59
Figura 4.4 – Componentes da Força de Usinagem Vc 330 m/min (A) Concordante Ascendente (B) Concordante Descendente (C) Discordante Ascendente (D) Discordante
Descendente 62
Figura 4.5 – Componentes da Força de Usinagem Vc 440 m/min (A) Concordante Ascendente (B) Concordante Descendente (C) Discordante Ascendente (D) Discordante
Descendente 63
Figura 4.6 – Componente da Força de Corte Fy com Vc de 440 m/min no sentido
Concordante e Descendente 64
Figura 4.7 – Demonstração das Componentes de Corte através da vista lateral da
Ferramenta de corte 65
Figura 4.8 – Componente Fz da Força de Usinagem x Diâmetro Efetivo da Ferramenta
Figura 4.9 – Forças de Usinagem em Relação à Velocidade de Corte e Posição da Ferramenta (A) Concordante Ascendente (B) Concordante Descendente (C)
Discordante Ascendente (D) Discordante Descendente 67
Figura 4.10 – Forças de Usinagem x Posição x Vc 69
Figura 4.11 – Gráfico dos Efeitos da Força de Usinagem 70
Figura 4.12 – Gráfico de Interação das Variáveis em relação a Força de Usinagem 71
Figura 4.14 – Gráfico da Força de Usinagem em todos os experimentos 75
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 – Composições químicas e carbonos equivalentes do Aço AISI P20 49
Tabela 3.2 – Parâmetros de Corte utilizado no Experimento 52
Tabela 3.3 – Cálculo do Número de Pontos Amostrados por Aresta de Corte 54
Tabela 4.1 – Variação da Força de Usinagem em Relação a Vc 68
Tabela 4.2 – Variação da Força de Usinagem em Relação à Posição 68
Tabela 4.3 – Taxa Média do Incremento da Força de Usinagem em Relação a Posição
da Ferramenta de Corte 76
Tabela 4.4 – Percentual de Influência da Extremidade Central da Ferramenta de Corte
ABREVIAÇÕES E SIGLAS
– Raio efetivo máximo
ae – Profundidade radial de corte Al – Alumínio
ap – Profundidade axial de corte APC – Aresta postiça de corte
AR – Área do material remanescente (mm2)
– Raio efetivo mínimo CAD – Computer Aided Design CAM – Computer Auded
Manufacturing
CNC – Comando numérico computadorizado
F – Avanço (mm/volta) Fap – Força de apoio Fc – Força de Corte Ff – Força de Avanço Fy – Componente y da força de usinagem Fp – Força passiva Ft – Força ativa Fu – Força de usinagem Fx – Componente x da força de usinagem Fz – Componente x da força de usinagem
fz – avanço por dente H – Comprimento de seção transversal de material remanescente h – Espessura do cavaco (mm) HSM – High Speed Machining HV – Dureza Vickers
Ks – Pressão específica de corte n – Velocidade de rotação do eixo árvore
PVD – Physical Vapour Deposition R – Raio da ferramenta
Ref – Raio efetivo de corte
RF – Raio da ferramenta de corte RP – Raio da peça
RPM – Rotações por Minuto
TiAlN – Nitreto de Titânio e Alumínio TiN – Nitreto de Titânio
Vc – Velocidade de corte Vf – Velocidade de avanço Z – Número de dentes
SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO ... 14 1.1.OBJETIVO GERAL ... 17 1.2.OBJETIVOS ESPECÍFICOS ... 17 1.3.ESTRUTURA DO TRABALHO ... 17 2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ... 18 2.1.PROCESSOS DE USINAGEM ... 18
2.2.USINAGEM POR FRESAMENTO ... 19
2.3.FRESAMENTO DE FORMAS COMPLEXAS ... 23
2.4.CONDIÇÃO DE CONTATO FERRAMENTA/PEÇA ... 26
2.5.FORÇA DE USINAGEM ... 33
3. MATERIAIS E MÉTODOS ... 49
3.1.CORPO DE PROVA ... 49
3.2.PLANEJAMENTO DA USINAGEM ... 52
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 57
4.1.ESTUDO DA CONDIÇÃO DE CONTATO FERRAMENTA/PEÇA ... 57
4.2.COMPONENTES DA FORÇA DE USINAGEM ... 60
4.3.ANÁLISE QUANTITATIVA DA FORÇA DE USINAGEM ... 67
4.4.ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DAS VARIÁVEIS DE ENTRADA ... 70
5. CONCLUSÕES ... 79
REFERÊNCIAS ... 81
1. INTRODUÇÃO
Em Joinville, há um aglomerado de, aproximadamente, 300 empresas de fabricação de moldes e matrizes para a indústria do plástico, contando com cerca de 3.000 colaboradores (RESENDE e GOMES, 2004).
A indústria automobilística é a maior cliente dos fabricantes de moldes e matrizes, seguidas pelas indústrias eletrônicas e a de eletrodomésticos. O tempo de fabricação equivale a 60% do tempo do projeto de molde ou matriz (FALLBÖHMER et al, 1996).
O custo de usinagem consome grande parte do custo total de fabricação de um molde ou matriz, conforme se verifica na Figura 1.1.
Figura 1.1 – Custo de Fabricação de Moldes e/ou Matrizes (SANDVIK, 1999)
A fabricação do molde representa um custo de 30% na fabricação de um produto plástico. A cadeia produtiva, dia-a-dia, renova-se em busca de novos métodos de produção, além de novas tecnologias que possibilitem economia de tempo, melhor qualidade e flexibilidades. A criação e manufatura de ferramentais estão diretamente ligadas à inovação tecnológica, a qual visa melhor qualidade para o produto final, atender as exigências do mercado, bem como aumentar a produtividade dos processos de fabricação (BOUJELBENE, 2004). Nesta cadeia de fabricação são empregados
67,0% 20,0%
5,0% 10,0%
Custo de Fabricação de Molde e/ou Matrizes
Usinagem
Matéria Prima
Tratamento Térmico
sistemas CAD/CAM/CNC, para modelamento das formas complexas, para geração das trajetórias complexas e execução da usinagem de formas complexas.
A usinagem de formas complexas é, normalmente, utilizada em vários processos de manufatura industrial como automotiva, aeroespacial, processamento de polímeros, entre outros, cuja difusão ocorre na confecção de moldes e matrizes. Esse processo atualmente apresenta várias ineficiências durante a fabricação de moldes e matrizes (GUZEL e LAZOGLU, 2003).
A cadeia de manufatura na qual a indústria de moldes se insere, é apresentada na Figura 1.2 (SOUZA e BONETTI, 2007).
Figura 1.2 – Manufatura de Produtos Plásticos que utilizam Ferramentais (SOUZA e BONETTI, 2007)
O fresamento com ferramentas de ponta esférica é muito utilizado nas operações de acabamento para a fabricação de moldes e matrizes. A geometria dessa ferramenta é conveniente para usinagem de formas complexas. Entretanto, a alteração do contato ferramenta-peça é constante. Adicionalmente, a velocidade de corte altera-se conforme
a posição relativa ferramenta-peça. Essas características são significativas nas condições de corte (SOUZA et al, 2010).
Para remover o material no processo de usinagem é necessário deformá-lo e rompe-lo, para isso é necessário que a ferramenta atue com uma força sobre a peça usinada. O conhecimento da grandeza e direção dessa força é de vital importância para o dimensionamento dos elementos de máquinas-ferramentas e na determinação dos parâmetros de corte e estimativa da precisão atingível durante a usinagem (KÖNIG e KLOCKE, 1999).
A tensão de cisalhamento e o atrito, na interface ferramenta-cavaco são dois fenômenos importantes na avaliação da força de usinagem e merecem estudo, pois qualquer redução implica na diminuição do aquecimento e dos esforços no corte e, consequentemente, no aumento da vida útil da ferramenta de corte (BAPTISTA, 2002).
Os principais fatores geométricos para estimar a força de usinagem são: os ângulos da ferramenta de corte, a posição da ferramenta em relação à peça, a seção transversal do cavaco e sua magnitude. Devem ser considerados os fatores geométricos, metalúrgicos, químicos e térmicos, envolvidos no processo de remoção de material para estimar a força de usinagem (MICHELETTI, 1980).
O estudo da força de usinagem em geometrias complexas com ferramentas de ponta esférica necessita de uma atenção especial devido à complexidade do contato ferramenta peça, trajetória da ferramenta, direção e sentido de corte e a extremidade central da ferramenta de corte. Muitos estudos para prever a força de usinagem foram realizados, entretanto observam-se simplificações nos modelos propostos. Um modelo matemático que possa representar o processo de usinagem de formas complexas ainda é uma meta que exigirá bastante esforço (SOUZA et al, 2010).
O aumento das exigências do projeto industrial, buscando cada vez mais formas para a apresentação de um produto, fez com que o uso de produtos e objetos contendo geometrias complexas se intensificasse. Esses produtos são fabricados por importantes ferramentas conhecidas como moldes e matrizes (LAZOGLU e ALTINTAS, 2002).
1.1. OBJETIVO GERAL
Estudar a força de usinagem no processo de fresamento de formas complexas empregando uma ferramenta de corte com ponta esférica.
1.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Este trabalho tem como objetivos específicos:
• Realizar um estudo do contato do par ferramenta/peça.
• Coletar e analisar a força durante o processo de usinagem.
• Analisar a influência das variáveis de entrada na força de usinagem, alterando a velocidade de corte, posição da ferramenta, sentido e direção de corte.
1.3. ESTRUTURA DO TRABALHO
Este trabalho está estruturado em cinco capítulos, como descritos a seguir:
Capítulo 1 – Introdução e contextualização – O capítulo descreve o cenário da indústria de moldes e matrizes, os principais processos relevantes para fabricação, e os objetivos propostos para realizar o trabalho.
Capítulo 2 – Fundamentação teórica – São apresentadas as principais tecnologias e ciências envolvidas nesse trabalho, suas especificações e características.
Capítulo 3 – Planejamento Experimental – Descreve-se cada etapa do experimento na respectiva ordem de execução, são apresentados os critérios para análise do problema, bem como os recursos empregados no trabalho.
Capítulo 4 – Resultado e Discussões – São analisados os resultados obtidos nos experimentos e realizadas as devidas comparações entre as variáveis do processo.
Capítulo 5 – Conclusão – Apresentam-se as conclusões finais do trabalho. Os aspectos importantes são evidenciados, além de sugestões para futuros trabalhos.
2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Neste capítulo, abordam-se os principais assuntos referentes a este estudo.
2.1. PROCESSOS DE USINAGEM
A usinagem é um processo de fabricação que dá forma à peça, removendo o cavaco. É o processo mais popular do mundo, aproximadamente 10% de toda a produção de metais é transformado em cavacos. Outra característica do processo de usinagem é praticidade, ainda que envolva um elevado número de variáveis (FERRARESI, 1970; TRENT e WRIGHT, 2000; SHAW, 2005).
Os processos de fabricação são classificados em remoção de cavacos e sem remoção de cavacos, conforme a Figura 2.1.
Os processos qualificados com remoção do cavaco, ainda podem ser divididos em convencional e não convencional. O processo de usinagem de fresamento está classificado como sendo um processo convencional.
Na usinagem de moldes e matrizes, a partir de um bloco é dada forma à peça, removendo-se o cavaco. O processo de fresamento se caracteriza por fixar a peça na mesa, cuja ferramenta se rotaciona no próprio eixo (DINIZ et al, 2001).
Nesse trabalho, será focada a operação de moldes e matrizes de formas complexas.
2.2. USINAGEM POR FRESAMENTO
Fresamento é um processo de usinagem, cujo corte é intermitente. Normalmente a ferramenta, a fresa, é multicortante e rotaciona-se no próprio eixo, e a peça usinada é fixa numa mesa que faz o movimento linear (BLACK et al, 1995). Esse processo é predominante na fabricação de moldes e matrizes, devida a sua versatilidade na produção de geometrias diversas, além de garantir elevadas taxas de remoção de material.
No processo por fresamento existe uma série de parâmetros de corte importantes (Figura 2.2), que descrevem quantitativamente os movimentos, as dimensões e outras características da operação de corte. Os principais parâmetros de corte do processo de fresamento são (FERRARESI, 1970):
• Velocidade de Corte (Vc): velocidade instantânea do ponto selecionado sobre a aresta de corte, em relação à peça, segundo a direção e o sentido de corte. O movimento de corte no fresamento é proporcionado pela rotação da ferramenta, sendo então uma velocidade tangencial;
• Avanço por dente (fz): distância linear percorrida por um dente da ferramenta no intervalo em que dois dentes consecutivos entram no corte na direção de avanço;
• Profundidade de corte axial (ap): é a profundidade da aresta principal de corte, medida perpendicular na direção perpendicular ao plano de trabalho;
• Profundidade de corte radial (ae): quantidade que a ferramenta penetra na peça, medida no plano de trabalho e perpendicular a direção de avanço.
Figura 2.2 – Parâmetros de Corte no Fresamento (seco tools)
O fresamento é destinado à obtenção de superfícies quaisquer com o auxílio de ferramentas geralmente multicortante, além de garantir elevadas taxa de remoção de
material, e classifica-se conforme a disposição dos dentes ativos da ferramenta (DINIZ et al, 2001):
• Fresamento tangencial: O eixo da rotação da ferramenta encontra-se paralelo á superfície da peça a ser usinada. As ferramentas apresentam dentes ativos na periferia (superfície cilíndrica) da ferramenta, e são conhecidas como fresas cilíndricas ou tangenciais;
• Fresamento frontal: A ferramenta apresenta-se montada em um fuso que gira a uma determinada rotação do eixo perpendicular á superfície da peça. As ferramentas apresentam dentes ativos na superfície frontal, e são conhecidas como fresas frontais ou de topo.
A característica marcante desse processo de usinagem é o corte intermitente, que, conforme Stemmer (2005), é gerado pelas arestas cortantes, provocando tensões que comprometam o desempenho das ferramentas. O corte intermitente é gerado pelo fato de que cada aresta de corte da ferramenta passa por uma fase ativa onde acontece a remoção de material desejado, e uma fase inativa, onde não ocorre remoção de material. No momento em que a aresta cortante está na fase inativa, e passa para a fase ativa, a ferramenta é submetida a elevadas variações térmicas e tensões mecânicas que promovem o aparecimento de trincas nas arestas cortantes, agravando-se com as solicitações durante o corte.
Silva et al (2008), comenta que o fresamento, por apresentar como característica o corte interrompido, está mais sujeito a avarias e quebras de ferramentas que outros processos de usinagem, por isso as ferramentas da operação de fresamento devem ser fabricadas de um material que tenha boa resistência ao impacto, para não apresentar falhas precipitadas.
Durante a operação de fresamento, tanto a peça como a ferramenta podem assumir movimentos relativos, independente ou combinado, de acordo com a direção de corte e de avanço Stemmer (2005), podendo obter dois tipos de sentido de corte, como ilustrado na Figura 2.3:
• Concordante (Figura 2.3 (a)): O fresamento concordante tem os movimentos de corte e de avanço em mesmo sentido. Inicia-se o corte gerando um cavaco de grande espessura, evitando o efeito do encruamento por deformação plástica. A grande espessura do cavaco gera uma pressão específica menor, e as forças de corte tendem a empurrar a peça contra a ferramenta, mantendo a aresta no corte. A ferramenta utilizada no fresamento concordante terá menor desgaste nas arestas cortantes devido ao início do corte, onde o cavaco inicia em grande espessura, e o acabamento superficial da peça será melhor em comparação ao discordante. Necessita de máquinas, onde as guias direcionais são de fusos de esferas.
• Discordante (Figura 2.3 (b)): O fresamento discordante tem os movimentos de corte e de avanço em sentidos opostos. Inicialmente quando a aresta de corte toca a peça ela é forçada para dentro (deformação plástica), criando um excessivo atrito e altas temperaturas, fazendo com que a superfície fique encruada. Quando a pressão da aresta cortante atinge um valor capaz de vencer a tensão de ruptura do material da peça, a ferramenta penetra a peça e, com os movimentos de usinagem, retira uma porção de cavaco em forma de vírgula. A espessura do cavaco inicia em zero gerando uma pressão específica máxima, obtendo elevadas forças de corte, que tendem a afastar a ferramenta da peça. O material no início do corte é mais duro, pelo encruamento produzido pelo dente precedente, havendo uma redução na vida das arestas cortantes da ferramenta.
Figura 2.3 – Sentido de Corte (SANDVIK, 2005)
Segundo Altintas (2000), quando ocorre a remoção de material em altas taxas é recomendado o fresamento discordante e o fresamento concordante para acabamentos leves a fim de obter uma superfície mais suave.
Em usinagem de formas complexas em moldes e matrizes, normalmente é empregada a usinagem nos dois sentidos de corte. Entretanto, recomenda-se que o sentido seja concordante, porque a mudança constante do sentido leva à ruptura da aresta de corte após pouco tempo de usinagem (KLOCK e KRIEG, 1999).
2.3. FRESAMENTO DE FORMAS COMPLEXAS
A usinagem de moldes e matrizes envolve operações de fresamento que podem ser classificadas como (SOUZA et al, 2007):
• Desbaste: Operação de fresamento CNC partindo de um material bruto, é executada em 21/2 eixos, quando se utiliza um bloco cúbico de matéria-prima. A ferramenta é posicionada a determinada altura em Z e depois executa movimentos em dois eixos para remoção de material desse nível. Finalizada a remoção, a ferramenta se posiciona em uma nova altura em Z (profundidade axial de corte), remove o material desse plano, repetindo o processo, até a conclusão do desbaste. Normalmente, deixa-se um sobremetal para a operação final de acabamento.
• Alívio de Cantos: Operação cuja finalidade é remover o material não usinado no desbaste, em áreas não atingidas pela ferramenta de corte, devido à utilização de ferramentas de diâmetro grande. Portanto, na operação de alívio de cantos, empregam-se ferramentas com diâmetros menores, para empregam-se usinar regiões com raios de concordância.
• Pré-Acabamento: Tem por finalidade eliminar o volume de material deixado pelo desbaste, em função do processo de usinagem em 21/2 eixos. Após o desbaste, observam-se degraus formados na geometria usinada, como documentado por CAPLA et al (2005). O pré-acabamento, assim como a operação de alívio de cantos, tem a finalidade de deixar constante o volume de material a ser removido nas operações de acabamento.
• Acabamento: Operação de fresamento CNC tridimensional, utilizando 3, 4 ou 5 eixos de liberdade, conforme a disposição da máquina ferramenta. Essa operação visa remover todo o material excedente das operações anteriores e obter a melhor qualidade superficial possível no fresamento.
Souza et al (2010) realizaram um estudo utilizando softwares de simulação, para quantificar o material remanescente em uma geometria plana com determinada inclinação, usando a estratégia de desbaste com uma ferramenta de topo reto e com uma ferramenta de ponta esférica, como mostra a Figura 2.4.
Figura 2.4 - Material remanescente da operação de desbaste (SOUZA et al, 2010)
A Figura 2.4 (a) ilustra a operação realizada com uma ferramenta de topo reto e a Figura 2.4 (b), utilizando uma ferramenta de ponta esférica. As simulações realizadas pelos autores demonstram que a ferramenta de ponta esférica deixa um volume de material remanescente 80% menor quando comparado com o volume deixado pela ferramenta de topo reto.
A Figura 2.4 (a) mostra a área de material remanescente de um passe de corte. No detalhe, observa-se que, trigonometricamente, define-se a fórmula da área do material remanescente (Ar) e a fórmula do comprimento máximo da seção transversal de corte (H), em função da profundidade de corte (ap), e da inclinação da superfície (θ), demonstrados pelas equações 1 e 2.
Ar = . (1)
H = ap. cos θ (2)
Onde:
Ar: Área do material remanescente (mm²) ap: Profundidade de corte (mm)
H: Comprimento da seção da transversal de material remanescente (mm) θ: Inclinação da superfície (graus)
Este trabalho foca a operação de acabamento no fresamento de cavidade de moldes e matrizes.
2.4. CONDIÇÃO DE CONTATO FERRAMENTA/PEÇA
Para compreender melhor o processo de fresamento de geometrias complexas, é importante analisar o contato da ferramenta com a peça, verificando as dificuldades do processo. A Figura 2.5 ilustra o material remanescente deixado por uma operação de desbaste em uma geometria, utilizando uma ferramenta de topo reto e uma ferramenta de ponta esférica.
Figura 2.5 – Desbaste por ferramentas de topo plano e esférico (SOUZA et al, 2010)
Cada tipo de ferramenta leva um determinado tempo para realizar a usinagem da geometria. A ferramenta de ponta esférica apresenta um tempo de usinagem superior, quando comparada à ferramenta de topo reto, pois o avanço radial de corte (ae) é reduzido devido a sua geometria.
O diâmetro efetivo de corte é determinado pelas equações 3 e 4, em uma superfície plana. A Figura 2.6 demonstra as variáveis das equações.
Figura 2.6 – Diâmetro Efetivo de Corte em Superfícies Planas (SANDVIK, 1999)
Ref = R − R − ap (3)
∅ef = 2. ap. (∅ − ap) (4)
Onde:
Ref: Raio efetivo de corte máximo (mm) ∅ef: Diâmetro efetivo de corte (mm) ap: Profundidade de corte (mm) R: Raio da ferramenta (mm)
Durante o fresamento de geometrias complexas, utilizando ferramenta de ponta esférica, em algumas ocasiões, a ferramenta irá utilizar o diâmetro nominal para o corte, e, na maior parte dos casos, a região de contato entre ferramenta e peça vai variar o diâmetro efetivo, que dependerá da profundidade de corte e da inclinação da superfície (CHIANG et al, 1995).
Em alguns casos, no processo de fresamento de moldes e matrizes, as inclinações das superfícies se modificam constantemente. A etapa de acabamento dessas ferramentas é realizada por uma ferramenta de ponta esférica e, durante o processo, acontecem alguns fenômenos entre ferramenta e peça, variando o ponto de contato na superfície e o diâmetro efetivo. Dependendo da curvatura da superfície, a forma do cavaco se altera constantemente, devido à posição de contato da ferramenta com a peça. A Figura 2.7 mostra as variações do ponto de contato em uma passagem da ferramenta pela peça em passes paralelos (SOUZA et al, 2004).
Figura 2.7 – Pontos de Contato de uma Ferramenta de Ponta Esférica (SOUZA et al, 2010)
Na Figura 2.7 (a), nota-se que a extremidade central da ferramenta está no corte, nesta o diâmetro efetivo de corte é nulo, logo, a velocidade de corte é zero, quando a profundidade axial for igual a zero. Acompanhando o sentido de usinagem até a posição D, a ferramenta oscila entre a direção de corte ascendente, de A para C e direção descendente C para D. Na posição C, a ferramenta está em contato com a peça apenas na extremidade central; na posição B, a ferramenta utiliza a periferia para o corte.
Souza et al (2004) analisaram o contato ferramenta/peça e o diâmetro efetivo de corte em uma geometria semicircular. A Figura 2.8 apresenta as características do
contato de uma ferramenta esférica em uma geometria semicircular. Na posição a o segmento AC, representa o raio efetivo de corte da ferramenta no seu valor máximo. O segmento BD, representa o raio efetivo de corte no valor mínimo. Quando a ferramenta está na posição b esses segmentos são influenciados pela profundidade de corte (ap), pelo raio da ferramenta (RF), pelo raio da superfície (RP) e pela posição da ferramenta, definida pelo ângulo θ. O sobremetal representa a profundidade de corte (ap).
Figura 2.8 – Formato do Contato Ferramenta Peça (SOUZA et al, 2010)
Nota-se, através da Figura 2.8, que, no início da usinagem onde a superfície usinada é perpendicular ao eixo da ferramenta, a profundidade de corte (ap) se encontra na direção axial da ferramenta. No decorrer da trajetória, a direção da profundidade de corte se altera, chegando a ser radial no final da usinagem. Na posição (a) quando a ferramenta utiliza o quarto quadrante de sua seção circular, a extremidade central da ferramenta participa do corte. Na posição (b), quando a ferramenta utiliza o terceiro quadrante de sua seção circular, o valor do sobremetal influencia somente o valor do raio efetivo mínimo, e o raio efetivo máximo fica independente do sobremetal.
Tendo conhecimento dos diâmetros de corte máximo e mínimo, é possível definir o diâmetro efetivo mais apropriado para cada posição da ferramenta, assim como uma
expressão matemática para obter o diâmetro efetivo de corte, em função da posição na trajetória semicircular. Para isso, devem-se conhecer os ângulos formados pelos pontos extremos de contato da ferramenta com a peça, que são os pontos (A) e (B), sendo referenciado pelo ângulo (ξ) e pelo posicionamento da ferramenta com relação à superfície, chamado de ângulo (θ , o qual é definido pelo ponto de contato da ferramenta com o eixo horizontal. Utilizando-se a lei dos cossenos na geometria demonstrada na Figura 2.8 obtém-se:
RP + ap = RP + RF + RF − 2. RP + RF . RF. Cos ξ (5) O ângulo (ξ) pode ser obtido pela equação abaixo:
ξ = COS-./ 01203 203 - 012
.03. 01203 4 6
Onde:
RP: Raio da superfície RF: Raio da ferramenta
ap: Profundidade de corte (mm)
Calculando o valor do ângulo (ξ e conhecendo a posição da ferramenta no instante do corte em relação à peça (ângulo θ , o ângulo ψ é determinado como θ+ψ+ ξ=90°. Portanto, o raio efetivo máximo (AC) é calculado, ou seja, no início da usinagem, utilizando os quadrantes 3 e 4 para o corte, como mostra a equação 7.
AC = RF. Sen ψ 7
Tendo o deslocamento no sentido de avanço, a ferramenta passa a utilizar somente o terceiro quadrante para o corte, visto que o volume de material não influencia mais na dimensão do raio efetivo máximo, podendo ser calculado pela função da posição da ferramenta em relação à superfície usinada, como mostra a equação 8.
AC = RF. Cos θ 8 Já o raio efetivo mínimo (BD) é calculado pela expressão 9, válida para a variável θ + ξ ≤90°. Quando θ + ξ = 90°, a ferramenta troca seu quadrante de usinagem, como ilustra a Figura 2.9, onde o raio efetivo mínimo é nulo, pois a ferramenta utiliza o centro para o corte.
BD = RF. Sen ;θ + Cos-./ 01203 203- 012
.03. 01203 4< 9
A Figura 2.9 demonstra as características do contato ferramenta/peça em três momentos diferentes, quando se pode verificar a posição do centro da ferramenta de corte, no decorrer da usinagem. Durante a usinagem da peça, o diâmetro efetivo de corte se altera constantemente, mas os ângulos ξ e α permanecem constantes. Esses ângulos são apenas calculados em função do raio da peça (RP), do raio da ferramenta (RF) e da profundidade de corte (ap). Para essa superfície, a área da seção transversal do cavaco é dependente somente do avanço por dente (fz) e da profundidade de corte (ap).
Figura 2.9 – Posição do Centro da Ferramenta de Corte no decorrer da Usinagem (SOUZA et al, 2010)
No momento em que a ferramenta altera o contato, utilizando somente o terceiro quadrante para o corte, ocorre uma alteração de sentido das componentes da força de usinagem. Durante o processo de fresamento, a direção de corte de uma ferramenta pode ser ascendente ou descendente, como mostra a Figura 2.10.
Figura 2.10 – Direção de Corte Descendente (A) e Ascendente (B)
Pelas Figuras 2.10 (a) e 2.10 (b), podem-se notar diferenças na área de contato da ferramenta de corte com a peça. O volume de material a ser removido apresenta-se uniforme, caracterizando a etapa de acabamento final. No sentido de corte ascendente, o contato mais avançado da ferramenta com o material se dá no diâmetro efetivo máximo, cuja velocidade de corte é máxima e, no sentido de corte descendente, o material com o diâmetro efetivo mínimo, cuja velocidade de corte é mínima.
Os sistemas CAD/CAM mais utilizados, atualmente, não consideram as características do contato da ferramenta com a peça. Desse modo, geram vibrações e deflexões nas ferramentas durante a usinagem, interferindo na precisão da peça e na qualidade da superfície (SOUZA e ULBRICH, 2009).
2.5. FORÇA DE USINAGEM
As forças atuantes no processo de usinagem, segundo Trent e Wright (2000), são de suma importância para dimensionar a potência da máquina e, automaticamente, verificar o consumo de energia, adequação das estruturas rígidas da máquina para evitar vibração. A força de corte varia muito, conforme tipos de ferramentas, ângulos de aplicação de cortes e também dos materiais em processo.
As forças de usinagem (Fu) podem ser decompostas em Força de avanço (Ff),
Força de Apoio (Fap) e Força passiva (Fp), correspondente à projeção da Fu sobre a
direção de avanço, a projeção de Fu sobre a direção perpendicular à direção de avanço
e a componente de Fu perpendicular ao plano de trabalho, respectivamente, conforme
mostra a Figura 2.11.
Os esforços de corte são decorrentes de três fatores: cisalhamento, atrito entre a superfície de saída da ferramenta e o cavaco e atrito entre a superfície de folga e a peça. As forças de usinagem são consideradas como uma ação da peça sobre a ferramenta. A força total resultante que atua na cunha cortante durante o processo de usinagem é chamada de força de usinagem (Fu) (FERRARESI, 1970).
A princípio, diversos fatores são desconhecidos no processo de usinagem, como a direção e o sentido da força de usinagem, tornando impossível medi-la e conhecer melhor suas influências, logo, não se trabalha com a força de usinagem, propriamente, mais com suas componentes, seguindo diversas direções conhecidas. A força de usinagem está em uma componente no plano de trabalho, chamada de força ativa (Ft) e
em outra componente, perpendicular ao plano de trabalho, chamada força passiva ou força de profundidade (Fp). As componentes da força ativa contribuem para a potência
de usinagem, pois está no plano de trabalho, onde os movimentos de usinagem são realizados (STEMMER, 2007)
• Força de corte (Fc) – projeção de Fu sobre a direção de corte;
• Força de avanço (Ff) – projeção de Fu sobre a direção do avanço;
• Força de apoio (Fap) – projeção de Fu sobre a direção perpendicular à direção
de avanço.
A Força Passiva é componente que não contribui para a potência de usinagem, pois é perpendicular aos movimentos, (é perpendicular ao plano de trabalho, onde ocorrem movimentos de corte e avanço). Mesmo não tendo influência na potência de usinagem, é importante estudá-la, pois é responsável pela deflexão elástica da peça e da ferramenta durante o processo de corte, por isso é responsável pela dificuldade de obtenção de tolerâncias de forma e dimensão apertadas (STEMMER, 2007).
Muitos fatores que influenciam os valores da força de corte também influenciam as forças de avanço e de profundidade, mas alguns fatores, como o raio de ponta da ferramenta e os ângulos de posição e de inclinação, têm influência marcante nas componentes da força de usinagem.
Uma máquina-ferramenta gera potência para girar seu eixo-árvore, executar o movimento de corte e executar o movimento de avanço.
A força de corte varia de acordo com a seção do cavaco, então se determinou a equação teórica da força de corte, conforme equação 10:
F>= K@ x A 10
Onde:
Ks – é a pressão específica de corte
A – é a área da seção do cavaco.
A Equação 10 foi aproximada, caso a ferramenta possua raio de ponta muito pequeno (MACHADO et al, 2009). Foram propostas várias fórmulas analíticas, relacionando o Ks com as diversas grandezas que influenciam, e a mais utilizada é a
fórmula de Kienzle, que considera a influência da espessura de corte. É possível observar a combinação entre o avanço e o ângulo de posição na equação 11:
K@ = K@.∗ h-FG 11
Onde:
Ks1 e Zs – São valores obtidos experimentalmente, considerando a relação
ferramenta/ peça e podem estabelecer relações semelhantes para obter as pressões específicas de corte nas direções de profundidade e de avanço (MACHADO et al, 2009).
Quanto ao material da peça a ser usinada, à medida que aumenta a porcentagem de carbono nos aços, a pressão específica de corte aumenta. O aumento da porcentagem de fósforo causa uma diminuição nesse valor, diversos elementos como chumbo, boro, sulfeto de manganês causam o mesmo efeito. Durante a formação de cavaco, esses elementos deformam-se plasticamente e produzem planos de baixa resistência, cuja energia necessária para quebra do cavaco é menor. Essas inclusões também funcionam como lubrificante. Nos aços, a presença de sulfeto de manganês diminui o valor da pressão de corte. Na maioria das vezes, quando a dureza da peça cresce, a pressão específica de corte também cresce, mas isto nem sempre acontece. Materiais com durezas semelhantes podem ter valores de pressão específica de corte
muito diferentes, devido a diversos fatores, dentre eles a presença de elementos de liga diferentes (DINIZ e NEVES, 2003).
Dentre as diversas propriedades de um material, a que pode ser mais relacionada com pressão específica de corte é a tensão de ruptura (ou de escoamento) ao cisalhamento do material, já que formação de cavaco é um processo que envolve bastante cisalhamento (TRENT e WRIGHT, 2000).
Com a variação do material da ferramenta, ocorre um incremento desprezível no coeficiente de atrito entre cavaco e superfície de saída da ferramenta, que não chega a influir significativamente nos valores de pressão específica de corte. Quando se varia o material da ferramenta entre as diversas classes de metal duro para usinagem de aços, a variação dos esforços de corte é desprezível. Ferramentas com cobertura de nitreto de titânio tendem a diminuir o coeficiente de atrito entre cavaco-ferramenta e ferramenta-peça, com isso os valores de pressão específica de corte também diminuem, tornando-os menores que os das outras ferramentas (NAKAYAMA e ARAI, 1976).
Os ângulos de saída e de inclinação da ferramenta provocam uma diminuição na pressão específica de corte, à medida que seus valores aumentam, pois a deformação do cavaco diminui a resistência da ferramenta com o aumento do ângulo de saída e aumenta a sensibilidade aos choques (TRENT e WRIGHT, 2000). Isso se torna bem visível quando se usinam materiais dúcteis, que se deformam antes de se romperem.
Na usinagem de materiais frágeis como o ferro fundido, que deforma bem pouco antes da ruptura, a influência na pressão de corte é desprezível, pois tem pouca influência na variação dos ângulos de saída e de inclinação (SHAW, 2005).
No corte de materiais frágeis, a utilização de ângulos de saída e de inclinação negativos é a mais recomendada, pois não influenciam nos esforços de corte e aumentam a resistência da cunha da ferramenta, o que é bastante desejado no corte de materiais como ferro fundido (POLLI, 2005). O próprio mecanismo de formação de cavaco de materiais frágeis gera um tipo de corte interrompido, pois uma porção de cavaco, ao sofrer a deformação presente no processo de usinagem, logo se rompe totalmente e é impulsionada para fora da região de corte, fazendo com que a ferramenta tenha que percorrer uma pequena distância em vazio.
Ferramentas com geometria negativa são recomendadas mesmo na usinagem de materiais dúcteis, pois é sempre bom que a cunha da ferramenta possua maior resistência aos choques, e também pelo fato de que as pastilhas com geometria negativa possuem arestas dos dois lados, fazendo com que o custo por aresta da pastilha diminua, já que os preços de pastilhas positivas e negativas são semelhantes. Geometrias positivas são recomendadas somente quando usadas em materiais dúcteis, quando baixas forças de corte são necessárias, como nos casos de acabamento, onde a ferramenta é pouco rígida e a busca de bons acabamentos superficiais é imposta pelo projeto da peça. Quando o ângulo de folga diminui, aumenta o atrito entre a peça e a ferramenta, crescendo também o valor da pressão específica de corte. Isso é crítico quando o ângulo de folga é menos do que 5 graus. Um aumento do ângulo de folga muito acima de 5 graus, praticamente não tem influência no valor da pressão de corte e diminui a cunha da ferramenta, diminuindo sua resistência aos choques (DINIZ et al, 2001).
A pressão específica diminui com a área de secção de corte, devido, principalmente, ao aumento do avanço. Durante o processo de formação de cavaco, parte do volume de material deformado escorrega entre a peça e a superfície de folga da ferramenta, gerando o chamado fluxo lateral de cavaco (MACHADO et al, 2009). A força consumida por esse fenômeno é relativamente grande quando se tem avanço (ou espessura de corte) pequeno, pois o volume de material que se transforma em cavaco não é muito maior que o volume de material que flui lateralmente (TRENT e WRIGHT, 2000).
À medida que o avanço ou a espessura de corte cresce, o fluxo lateral de cavaco é relativamente menor, pois agora quase todo volume de material deformado se transforma em cavaco, fazendo com que a pressão específica de corte diminua. Outro fator que causa a diminuição da pressão específica de corte com o crescimento do avanço é o aumento da velocidade, que diminui o coeficiente de atrito, pois o corte se torna mais dinâmico (DINIZ et al, 2001).
O aumento da profundidade de usinagem (ap), praticamente, não altera o valor da pressão específica de corte, a não ser para pequenos valores ap, pois o crescimento
da profundidade de usinagem só faz aumentar o comprimento de contato ferramenta-peça, sem aumentar as velocidades envolvidas (RAMOS et al, 2003).
O crescimento da força de corte é diretamente proporcional ao da profundidade de usinagem, mas, quando o avanço cresce, a força de corte também cresce, não na mesma proporção, já que ocorre diminuição do valor da pressão específica de corte (DINIZ et al, 2001).
A presença da aresta postiça de corte tende a diminuir o valor da pressão específica de corte, porque o ângulo efetivo de saída tende a aumentar (STEMMER, 2005). Assim, no corte de materiais dúcteis com velocidades baixas, o valor da pressão específica de corte tende a diminuir com o crescimento da velocidade de corte, devido à diminuição da deformação, da dureza do cavaco e dos coeficientes de atrito.
Na presença do desgaste de flanco, que ocorre na superfície de folga da ferramenta, causado pelo contato entre ferramenta e peça, a pressão específica de corte aumenta à medida que o desgaste cresce, devido ao aumento do atrito peça-ferramenta (DINIZ et al, 2001). O crescimento dos esforços na fase final da vida da ferramenta se dá pela excessiva deformação já causada à aresta de corte, com valores altos dos desgastes de flanco e cratera (MACHADO et al, 2009).
Para efeito da previsão da grandeza das forças envolvidas durante a usinagem, a ação de uma ferramenta de corte de fresamento pode ser considerada como trabalho simultâneo de diversas ferramentas monocortantes (LI et al, 2000). Os fatores determinantes, no processo de fresamento, que influênciam no resultado do trabalho são: Profundidade Axial (ap), Profundidade Radial (ae), Avanço por dente (fz), Velocidade de Corte (Vc), Velocidade de Avanço (Vf), diâmetro da fresa e número de dentes (STEMMER, 2005).
A geometria de ponta esférica propicia o corte do material em qualquer inclinação de 0 a 90º com relação à horizontal, tornando possível a reprodução nas superfícies inclinadas (TOH, 2005). A superfície gerada pela ferramenta de topo esférica resulta numa superfície ondulada, a distância entre a ondulação é dada pela profundidade radial (ae) e, quanto menor esse valor, menor a altura da ondulação, como consequência, menor a rugosidade (CHEN, 2005).
As forças de usinagem são elementos chaves para análise do conjunto máquina e parâmetros de corte, normalmente utilizada em sistemas de monitoramento (SCHROETER et al, 2001). Especificamente, a força de corte é utilizada para estimar a maior parcela da potência requerida na usinagem.
Para se estimar a força de usinagem, devem ser considerados fatores geométricos, metalúrgicos, químicos e térmicos envolvidos no processo de remoção de material. Os principais fatores geométricos são: os ângulos da ferramenta de corte; a posição da ferramenta em relação à peça; a seção transversal do cavaco e sua magnitude. Os fatores metalúrgicos estão relacionados à dureza do material, que determinam diretamente as forças atuantes na ferramenta de corte e o coeficiente de atrito entre a ferramenta e a peça. Entre os fatores químicos, devem ser considerados a adesão molecular e o fenômeno de difusão, responsáveis pela formação de arestas postiças e o desgaste da ferramenta. Os fatores térmicos estão associados ao atrito e diretamente relacionados com o processo de deformação plástica do material a ser removido. Estudos sobre a formação de cavaco em metais se iniciaram ao final do século XIX (COELHO et al, 2003).
A força de corte corresponde a 75% da força de usinagem e 25% são atribuídas às forças de atrito (BLACK et al, 1995).
Foram desenvolvidos muitos modelos de cálculo das forças de corte, mas, na prática, suas aplicações são limitadas por causa das características empíricas (FAN e LOFTUS, 2006). Aspinwall (2007) realizou estudo da influência da orientação do corte com o posicionamento da peça a ser usinado, com ferramenta de ponta esférica. O corpo de prova com geometria plana e outro corpo de prova com geometria triangular representa uma superfície inclinada a 45º, cujo avanço da usinagem ocorre transversal à inclinação e ao avanço radial em duas direções: ascendente e descendente.
A Figura 2.12 mostra a atuação da ferramenta de corte e a diferença da velocidade de corte ao longo do corte.
Figura 2.12 – Atuação da Ferramenta de Corte e a variação da Vc (ASPINWALL, 2007)
A Figura 2.12(a) mostra a atuação da ferramenta de corte na direção descendente e a velocidade de corte de 90 m/min e 35 m/min, devido ao diâmetro efetivo máximo e diâmetro efetivo mínimo da ferramenta, respectivamente. A Figura 2.12 (b) mostra a atuação da ferramenta de corte na direção ascendente e a velocidade de corte de 90 m/min e 66 m/min, devido ao diâmetro efetivo máximo e diâmetro efetivo mínimo da ferramenta, respectivamente. Nota-se que, na direção ascendente, o diâmetro efetivo mínimo é maior que na direção descendente, entretanto o diâmetro efetivo máximo também deverá ser maior. A Figura 2.12 (c) mostra a atuação da ferramenta de corte atuando no plano horizontal e a velocidade de corte de 90 m/min e 0 m/min. Nota-se que a extremidade central da ferramenta participa do corte onde o diâmetro é zero, com isso a velocidade de corte é nula.
A Figura 2.13 mostra a força de usinagem em relação à orientação de corte. Copo de Prova Copo de Prova Copo de Prova Superfície Usinada Superfície Usinada Superfície Usinada
Figura 2.13 – Força de usinagem em relação à orientação de corte (ASPINWALL, 2007)
Nota-se, pela figura, que a força de usinagem foi superior na usinagem no plano horizontal, porque a extremidade central da ferramenta está atuando no corte. A componente Fz da força de usinagem, na direção ascendente, foi menor que na direção descendente, ocorre devido à compressão da ferramenta de corte sobre o material a ser usinado ao longo da sua trajetória. A força resultante foi menor na direção descendente.
Aspinwall (2007), ao analisar o desgaste da ferramenta e a tensão residual, observou que o melhor desempenho foi na direção ascendente na superfície inclinada a 45°. Já a força resultante de corte e a rugosidade apresentaram melhor desempenho na estratégia descendente na superfície inclinada a 45°. Entretanto, essa usinagem não representava uma superfície complexa, visto que o corte ocorreu transversal à inclinação, ocorrendo um corte onde o eixo de movimento z é constante.
Fontaine et al (2006), sugere um modelo matemático para prever a força de corte em superfície ondulada, considerando a geometria da ferramenta, conforme pode ser visto na Figura 2.14. Descendente Horizontal Ascendente Horizontal Corpo de Prova Horizontal
F
o
rç
a
(N
)
Figura 2.14 – Geometria da Ferramenta de Corte (a) Geometria Global (b) Geometria Local (c) Elementos do Corte (FONTAINE, 2006)
A geometria global da ferramenta de ponta esférica é apresentada na Figura 2.14. Nota-se, na Figura 2.14 (b), que o modelo usa um ponto P na aresta de corte como referência. Também se observam a profundidade axial (z) e o diâmetro efetivo de corte (R(z)), na Figura 2.14 (a). Os parâmetros da fresa de ponta esférica são definidas num sistema de coordenadas local (x, y e z). A representação do corte oblíquo no plano Ps é visto na Figura 2.14 (c) cuja velocidade de corte é representada pelo vetor V.
A Figura 2.15 mostra a geometria do corpo de prova, sua representação e a definição da superfície e da trajetória da ferramenta de corte.
Figura 2.15 – Geometria do Corpo de Prova (a) corpo de prova usinado (b) representação geométrica (c) definição da superfície (d) definição da trajetória da
ferramenta de corte (FONTAINE, 2006)
A Figura 2.15 (a) mostra a referência do sistema de coordenada local (x, y e z) da ferramenta de corte, onde, pela letra E no ponto O é definida a referência do sistema de coordenada global (x, y e z) do corpo de prova. A Figura 2.15 (b) mostra a representação dos sistemas de coordenadas local e global. A Figura 2.15 (c) mostra a superfície usinada no plano x e z, composta por dois semicírculos, um convexo e outro côncavo, e a variação da profundidade axial é representada por z. A Figura 2.15 (d) representa a trajetória da ferramenta e seu sistema de coordenadas.
A ferramenta de ponta esférica é modelada utilizando uma abordagem analítica do corte oblíquo, aplicado para cada passe. O contato ferramenta/peça é definido pela posição relativa do corte com as dimensões da peça. Os resultados obtidos dão boa aproximação para as forças de corte. Segundo Fontaine (2006), esse modelo é útil para melhor compreensão do processo de usinagem, a fim de melhorar o acabamento superficial, vida útil da ferramenta, estabilidade e otimização dos parâmetros de corte, trajetória da ferramenta e a inclinação do contato ferramenta/peça e a geometria da ferramenta de corte. Entretanto, esse modelo não leva em consideração a extremidade central da ferramenta atuando no corte.
Lazoglu (2008) sugeriu um modelo matemático para determinar a força de corte, tempo de usinagem e o erro de forma em relação à estratégia de usinagem (zig-zag 45°, zig-zag 0°, Linhas Radiais e Arcos Concêntricos) em uma superfície complexa, para utilizar junto a CAM, baseado no cálculo analítico da área de contato entre a ferramenta e a peça. A Figura 2.16 mostra o corpo de prova e as estratégias de usinagem.
Figura 2.16 – Corpo de Prova (a) Linhas Zig-Zag 0º (b) Linhas Zig-Zag 45º (c) arcos concêntricos (d) Linhas Radiais (LAZOGLU, 2008)
Os resultados obtidos no experimento são muito próximos do resultado simulado pelo modelo desenvolvido. A estratégia de usinagem de linhas Zig-Zag 0º (Figura 2.16 (a)) teve a maior força de corte, seguida pela estratégia linhas Zig-Zag 45º (Figura 2.16 (b)), arcos concêntricos (Figura (c)) e linhas radiais (Figura 2.16 (d)). Entretanto, o
modelo não leva em consideração a extremidade central da ferramenta atuando no corte. Sugere-se que os limites de uma curva tenham comportamento diferenciado, e a melhor maneira é a representação por um semicírculo de 0 a 90º em relação à horizontal.
Ikua (2001) apresenta um modelo teórico para prever as forças de corte e o erro de usinagem no fresamento de superfícies complexas com ferramenta de ponta esférica. O corpo de prova representa meio círculo, ou seja, 180º, um côncavo e outro convexo, conforme mostra a Figura 2.17.
Figura 2.17 – Corpo de Prova (a) Usinagem em Contorno (b) Usinagem em Rampa (IKUA, 2001)
As Figuras 2.17 (a) e (b) mostram o corpo de prova com usinagem em contorno e rampa, respectivamente, com formato côncavo e convexo. O modelo criado leva em consideração a geometria e a espessura do cavaco, a partir de um ponto p na borda do corte, nessa equação são considerados o avanço, raio da ferramenta, o raio da peça, a profundidade axial de corte, bem como o ângulo de atrito e o ângulo de cisalhamento e a tensão de ruptura do material.
A força de corte não demonstra diferença significativa no formato côncavo e convexo. A avaliação é realizada no ângulo de posição da fresa de 15 a 75º. As duas componentes da força que influenciam o erro de usinagem são pouco afetadas em relação ao ângulo de posição. O mesmo corte foi dividido em três partes, um à esquerda, outro à direita e um no centro, e o erro de usinagem pode ser maior nas três partes, dependendo da profundidade radial de corte e da direção de avanço. Entretanto a avaliação foi verificada entre os ângulos de posição com a horizontal de 15 a 75°, onde a extremidade central da ferramenta de corte não participa do corte.
Ikua (2002) apresentou um experimento para validar o modelo teórico para prever a força de corte e o erro de usinagem no fresamento em superfícies complexas com ferramenta de ponta esférica, levando em consideração o raio da peça, o ângulo de posição, a profundidade axial de corte, profundidade radial de corte e o avanço por dente. A Figura 2.18 mostra o corpo de prova utilizado.
Figura 2.18 – Corpo de Prova (a) Usinagem em Contorno (b) Usinagem em Rampa (IKUA, 2002)
Esse experimento foi realizado variando o sentido de corte em concordante e discordante, e a direção de corte em ascendente e descendente. A força de corte encontrada no experimento não demonstra diferença significativa com a força de corte simulada no modelo elaborado, a análise ocorre no ângulo de posição da fresa de 15 a 75º. Ikua (2002) concluiu que as duas componentes da força de corte que afetam o erro de usinagem são influenciadas pela posição do ângulo em relação à horizontal e que, em geral, o erro de usinagem diminui com o aumento do ângulo de posição.
Entretanto, a avaliação ocorreu entre os ângulos em relação à horizontal de 15º e 75°, o que significa que o centro da ferramenta não participa do corte. Acima do ângulo de 75°, o centro da ferramenta participa do corte, em cuja região o diâmetro efetivo é zero, logo, a velocidade de corte é nula, não havendo corte do material e sim esmagamento, com isso aumenta a força, consideravelmente, e sugere-se um aumento do erro de usinagem.
Souza (2004) realizou estudo do contato ferramenta/peça, numa geometria complexa com ferramenta de ponta esférica, e identificou o diâmetro efetivo mínimo e máximo da ferramenta de corte, monitorou a força de usinagem no sentido concordante e descendente. O resultado pode ser visto na Figura 2.19.
A posição A da Figura 2.19 representa o ângulo em relação à horizontal de 85º, e na posição B representa o ângulo em relação à horizontal de 45º, e na posição C representa o ângulo em relação à horizontal de 05º. Nota-se, com o aumento da velocidade de corte e a redução do ângulo em relação à horizontal, que ocorre a redução da força de usinagem, entretanto esse ensaio foi realizado no sentido concordante e descendente. Sugere-se uma avaliação nos sentidos discordante e ascendente, visto que já são utilizadas, dependendo da estratégia de usinagem determinada pelo programador CAM.
3. MATERIAIS E MÉTODOS
Os experimentos tiveram como objetivo avaliar a usinagem de geometrias complexas utilizando ferramenta de ponta esférica, através da força de usinagem. Este capítulo apresenta o planejamento experimental dos ensaios realizados, discriminando os materiais, equipamentos e procedimentos adotados para obtenção das componentes da força de usinagem.
Inicialmente, foi realizada uma análise geométrica para identificar as condições de contato do par ferramenta/peça. Posteriormente, são avaliadas as componentes cartesianas da força de usinagem em função do contato ferramenta/peça, velocidade de corte, direção e sentido de corte.
3.1. CORPO DE PROVA
Moldes de injeção de plásticos são, geralmente, fabricados a partir de ferramenta de trabalho a frio incluído o aço AISI P20 (ASPINWALL e DEWES, 1997), que é um aço de liga e, quando fornecido, já está temperado. A dureza desse aço fica, aproximadamente, entre 285 a 321 HV e sua composição química é demonstrada na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 – Composições químicas e carbonos equivalentes do Aço AISI P20
Elemento C Mn Cr Mo Ni
Aço AISI P20a 0.36 1.60 1.80 0.20 0.70
Aço AISI P20b 0.39 1.46 1.78 0.19 0.72
a – Composições fornecidas com certificado de qualidade do fabricante. b – Composições medidas através do ensaio de espectrometria ótica.
A composição química do Aço AISI P20a foi fornecida por Villares Metals, através do Certificado do Material e a do Aço AISI P20b foi obtida por ensaio de espectrometria óptica, realizado no laboratório de Materiais da SOCIESC, com estrutura de martensita e ferrítica, conforme pode ser observado no Apêndice 1.
O corpo de prova (Figura 3.1) foi desenvolvido para representar a usinagem de geometrias complexas. Para isso foi modelado um semicírculo igual a um quadrante de um círculo, com isso a usinagem acontece entre os ângulos de 0 a 90º em relação à horizontal.
Figura 3.1 – Desenho Técnico do Corpo de Prova
A Figura 3.1 mostra o corpo de prova projetado para esse experimento. O mesmo foi desenvolvido a partir do dinamômetro, seu comprimento é igual ao diâmetro da base do dinamômetro, necessário para evitar o efeito alavanca e distorcer o resultado. Na área de início e final de corte, foi projetado um alívio para não interferir no resultado do experimento.
O modelamento do corpo de prova foi realizado num software CAD de grande porte, o NX versão 7.0, conforme Figura 3.1 e o programa CNC e o pós-processador foi gerado no software CAM, o Power Mill versão 9.0.23, conforme Figura 3.2.
Figura 3.2 – Simulação da Trajetória da Ferramenta no Software Power Mill
A usinagem de desbaste e pré-acabamento do corpo de prova foi realizada num centro de usinagem vertical FEELER FV 600, com comando MITSUBISHI MELDAS 500 com deslocamento no eixo x de 610 mm, 450 mm no eixo y e 505 mm no eixo Z, com rotação máxima de 6.000 rpm e potência de 5,5 kW, conforme Figura 3.3, no laboratório FAB2 da SOCIESC, deixando um sobremetal de 0,8 mm.
