PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
EMERSON LUIS DE OLIVEIRA
ESTUDO DAS INFLUÊNCIAS DOS PARÂMETROS DE FRESAMENTO
COM 4 EIXOS, DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS, PARA A
FABRICAÇÃO DE ALETAS DE ROTORES
JOINVILLE 2013
EMERSON LUIS DE OLIVEIRA
ESTUDO DAS INFLUÊNCIAS DOS PARÂMETROS DE FRESAMENTO
COM 4 EIXOS, DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS, PARA A
FABRICAÇÃO DE ALETAS DE ROTORES
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto Superior Tupy, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica.
Orientador: Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza.
JOINVILLE 2013
ESTUDO DAS INFLUÊNCIAS DOS PARÂMETROS DE FRESAMENTO
COM 4 EIXOS, DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS, PARA A
FABRICAÇÃO DE ALETAS DE ROTORES
EMERSON LUIS DE OLIVEIRA
Dissertação defendida e aprovada em 03 de Maio de 2013 pela banca examinadora constituída pelos seguintes professores:
________________________________________________________ Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza (Orientador)
Instituto Superior Tupy
________________________________________________________ Prof. Dr. Freddy Armando Franco Grijalba
Instituto Superior Tupy
________________________________________________________ Prof. Dra. Márcia Adriana Tomaz Duarte
Instituto Superior Tupy
________________________________________________________ Prof. Dr. Rosemar Batista da Silva
AGRADECIMENTOS
Ao Professor Dr. Adriano Fagali de Souza, do Instituto Superior Tupy, pela orientação e acompanhamento passo a passo durante o desenvolvimento desse trabalho.
À Ferramentaria SOCIESC, especialmente ao professor Adriano Eudorico Albano e ao Sr. José Carlos da Silva Júnior, pelo incentivo à pesquisa e desenvolvimento tecnológico na área de Moldes e Matrizes.
Ao professor Marcos Estevam Balzer e profissionais do setor de metrologia da SOCIESC Adriane Machado e Paulo Gaspar Borges de Almeida.
A Sintia S. Gehrmann secretaria acadêmica do Mestrado por sua dedicação profissionalismo sempre presente e disposta a ajudar os Mestrandos.
A todos os professores da SOCIESC e demais envolvidos que me motivaram na realização desse projeto.
A meu irmão, Valter Vander de Oliveira, meus pais João de Oliveira e Odete de Oliveira e minha irmã Shirley Denise de Oliveira por estarem sempre presentes nos momentos mais difíceis da minha vida.
Ao Instituto Federal de Santa Catarina, por ter cedido às máquinas para realizar a usinagem dos corpos de provas.
RESUMO
OLIVEIRA, Emerson Luís de. Estudo das influências dos parâmetros de
fresamento com 4 eixos, de superfícies complexas, para a fabricação de aletas de rotores. Joinville, 2013. 105 f. Dissertação (Mestrado) - Programa de
Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, Sociedade Educacional de Santa Catarina, Instituto Superior Tupy, Joinville, SC 2013.
A usinagem de superfícies tais como de rotores, lâminas de turbinas, próteses, moldes e matrizes de componentes automobilísticos, entre outros componentes de engenharia, têm sido comumente realizadas em máquinas CNC com quatro ou mais eixos. Estas máquinas CNC conhecidas como multi-eixos apresentam como vantagens a capacidade de produzir geometrias complexas, o aumento da produtividade e a redução dos tempos não produtivos. Desta forma, o desenvolvimento de novas estratégias de usinagem tornou-se comum nos sistemas de Manufatura Auxiliada por Computador (CAM), contudo esses sistemas levam em consideração apenas os aspectos geométricos da modelagem, deixando os parâmetros tecnológicos da estratégia para o programador. Esta dissertação tem como objetivo analisar a influência dos parâmetros de fresamento (sentido de corte concordante e discordante, profundidade de corte radial e avanço por aresta) na operação de acabamento em aletas de rotores em máquinas CNC com quatro eixos. O experimento consistiu no fresamento tangencial de um corpo de prova de geometria complexa fabricado em aço ABNT H13. A estratégia de usinagem selecionada movimentou simultaneamente os quatro eixos apresentando como variáveis os parâmetros tecnológicos, avanço por aresta (fZ), profundidade de corte
radial (ae) e o sentido de corte. Os resultados indicaram a destacada influência do
sentido de corte nos desvios de forma da superfície usinada. O fresamento discordante resultou em desvios abaixo das especificações da modelagem do corpo de prova. Os resultados das medições de rugosidade mostraram a importância de empregar outros parâmetros de rugosidade tais como Ry e Rsm além dos
tradicionais Ra e Rz para caracterizar a superfície usinada. Todos os parâmetros de
rugosidade foram afetados pelos três fatores analisados neste estudo, destacando novamente a influência do sentido de corte e do avanço por aresta. A geometria do corpo de prova com características de parede fina associada à estratégia de acabamento tangencial em única passada apresentou um comportamento próprio que exemplifica a necessidade de um estudo aprofundado sobre o tema em trabalhos futuros. Por fim, acredita-se ter realizado contribuições ao estudo do fresamento em máquinas quatro eixos para a melhor compreensão dos resultados da qualidade da superfície e de erros de forma.
Palavras-chave: Sistemas CAM; Fresamento quatro eixos; Sentido de corte,
ABSTRACT
OLIVEIRA, Emerson Luís de. Study on the influences of four axis milling
parameters of complex surfaces, for the manufacture of rotor blades. Joinville,
2013. 105 f. Dissertação (Mestrado) - Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, Sociedade Educacional de Santa Catarina, Instituto Superior Tupy, Joinville, SC 2013.
The machining of free form surfaces such as impellers, turbine blades, protheses, dies and molds for automotive components and other engineering components have been commonly performed in multi-axis NC machines. These NC machines have advantages such as the capability to produce complex geometries, increasing productivity and reducing the idle time. The development of new machining strategies became common in CAM system; however this technology is still based on geometric computations only, leaving the technological parameters of the strategy to the programmer. This thesis aims to analyze the influence of cutting parameters of finishing milling strategy on a machine with four-axis. The experiment consisted of tangential milling a workpiece of complex geometry made of ABNT H13 steel. The selected strategy moved the four axes simultaneously presenting technological parameters as variables, feed per tooth (fZ), step over (ae) and cutting direction. The
results showed the influence of cutting direction on the geometric errors. The conventional milling resulted in deviations below specifications of the modeling of the workpiece. The results of roughness measurements showed the importance of using other parameters (Ry e Rsm) rather those traditional ones (Ra and Rz). The
roughness was affected by three factors analyzed in this study, highlighting the influence of the direction of cut and feed per tooth. The geometry of the workpiece with thin wall features associated to peripheral milling in a single pass showed its own behavior that exemplifies the need for a deep study on this subject for future works. Thus, this work expected to be a contribution to machining field, especially when employing multi-axis machining operation in order to achieve better understanding of correlation between machining strategy and the and geometric errors of machined parts.
Keywords: System CAM; 4 axis milling; Cutting direction; Step over; Geometric
LISTA DE FIGURAS
P.
Figura 1 - Desafios no processo de fresamento multi-eixos. ... 6
Figura 2 - Geometria do corpo de prova: agitador - máquina lavar roupa. ... 7
Figura 3 - Material remanescente do corpo prova. ... 8
Figura 4 - Valores de Ra em regiões usinado. ... 9
Figura 5 - Recursos geométricos contidos após conversão ... 12
Figura 6 - Trajetória da ferramenta em função da tolerância do sistema CAM. ... 14
Figura 7 - Máxima velocidade de avanço - interpolação linear. ... 15
Figura 8 - Corpo de prova velocidade de avanço. ... 16
Figura 9 - Máquina ferramenta de cinco eixos de rotação na mesa (A, C). ... 17
Figura 10 - Máquina de cinco eixos rotação (A, C) no cabeçote. ... 18
Figura 11 - Máquina de cinco eixos de rotação (A) no cabeçote e (C) na mesa. ... 18
Figura 12 - Medição e simulação das vibrações no fresamento cinco eixos do Al7075. ... 23
Figura 13 - Deflexão da ferramenta de topo devido à força de usinagem. ... 24
Figura 14 - Número de medições necessárias para os parâmetros de rugosidade 2D e 3D... 27
Figura 15 - Campo de aplicação dos instrumentos de medição de rugosidade para diferentes princípios de funcionamento. ... 30
Figura 16 - Princípio de funcionamento do rugosímetro estilete. ... 32
Figura 17 - Esquema de funcionamento do rugosímetro estilete com transdutor laser. ... 33
Figura 18 - Centro de usinagem Skybull600 utilizado nos experimentos. ... 35
Figura 19 - Vista Isométrica do Corpo de prova utilizado nos ensaios. ... 36
Figura 20 - Geometria das ferramentas de corte utilizadas para ensaios. ... 38
Figura 21 - Fresas de metal duro revestimento de TiAlN ... 39
Figura 22 - Fixação das ferramentas: compr. de balanço. ... 39
Figura 23 - Sistema de fixação do corpo de prova. ... 40
Figura 24 - Diagrama fatores de entrada e saída no fresamento. ... 43
Figura 26 - Trajetória calculada para operação condição desbaste rotativa. ... 46
Figura 27 - Trajetórias calculadas na operação de pré-acabamento. ... 47
Figura 28 - Verificação dos sobremetais após usinagem na condição de pré-acabamento. ... 48
Figura 29 - Trajetórias calculadas para a operação de acabamento. ... 49
Figura 30 - Posições de medição da rugosidade no corpo de prova. ... 50
Figura 31 - Pontos de controle para máquina medir por coordenada. ... 51
Figura 32 - Efeitos dos fatores de estudo nos desvios geométricos. ... 53
Figura 33 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte concordante. ... 55
Figura 34 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte discordante. ... 56
Figura 35 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte concordante. ... 57
Figura 36 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte discordante. ... 58
Figura 37 - Erros geométricos em função do fZ e ae para os sentidos de corte. ... 59
Figura 38 - Efeitos dos fatores de estudo na rugosidade (Rz) do corpo de prova. .... 62
Figura 39 - Comportamento dos parâmetros de rugosidade (Ra, Ry e Rz) em função do fZ. ... 63
Figura 40 - Comportamento da rugosidade (RSm) em função de fZ. ... 64
Figura 41 - Comportamento da rugosidade em função de ae. ... 65
Figura 42 - Comportamento da rugosidade (Rsm) em função de ae. ... 66
Figura 43 - Perfil de rugosidade no sentido de corte concordante. ... 68
LISTA DE TABELAS
P.
Tabela 1: - Parâmetros de altura conforme a ISO 25178. ... 28
Tabela 2: - Parâmetros de espaçamento conforme a ISO 25178. ... 29
Tabela 3: - Princípios de medição da rugosidade, características e aplicações... 31
Tabela 4: - Composição química do aço ABNT H13 nos ensaios (% em massa). .... 37
Tabela 5: - Características geométricas das ferramentas de corte. ... 37
Tabela 6: - Parâmetros de corte nas operações de usinagem. ... 41
Tabela 7: - Combinação dos fatores e níveis na Matriz L18. ... 44
Tabela 8: - Análise da variância para os desvios geométricos. ... 52
Tabela 9: - Desvios de forma da superfície (mm) ... 54
Tabela 10: - Tolerâncias fundamentais das qualidades IT03 a IT11. ... 61
LISTA DE ABREVIAÇÕES E SIGLAS
CAx Computer Aided x (Utilizado para indicar qualquer sistema)
CAD Computer Aided Design (Projeto Auxiliado por Computador)
CAM Computer Aided Manufacturing (Manufatura Auxiliada por Computador)
CAI Computer Aided Inspection (Inspeção Auxiliada por Computador)
CAE Computer Aided Engineering (Engenharia Auxiliada por Computador) CAPP Computer Aided Planning Process (Planejamento do Processo Auxiliado
por Computador)
CNC Computer Numeric Control (Comando numérico computadorizado)
HSM High Speed Machining (Usinagem à alta velocidade de corte)
CLF Cutter Location File (Arquivo localização da fresa)
CL Cutter Location (Localização da fresa)
CC Cutter Contact (Contato da fresa)
RPM Rotações por minuto
F Velocidade de Avanço (mm/min) aP Profundidade de corte axial (mm) ae Profundidade de corte radial (mm) fZ Avanço por aresta (mm)
Dc Diâmetro da ferramenta (mm)
CP Corpo de prova
STEP Standard for the Exchange of Product Model Data (Padrão para troca de
dados do produto) (Zn) Números de arestas (dmm) Diâmetro da haste
(Dc) Diâmetro da fresa
IGES Initial Graphics Exchange Specification (Inicial gráfico de câmbio
especificação)
VDAFS Verband der deutschen Automobilindustrie – Flächenschnittstelle (Associação Alemã de Indústria Automóvel - Interface de superfície) ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
LISTA DE SÍMBOLOS
φ
Ângulo de contato da aresta de corte com a peça [ 0 ]R
Raio da ponta
0 Ângulo de saída
p Ângulo de HéliceSUMÁRIO
P. 1 INTRODUÇÃO ... 1 1.1OBJETIVOGERAL ... 3 1.2OBJETIVOSESPECÍFICOS ... 3 1.3ESTRUTURADOTRABALHO ... 4 2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ... 5 2.1FRESAMENTOMULTI-EIXOS ... 5 2.2SISTEMACAM ... 102.3TIPOSDEMÁQUINAFERRAMENTACOMCINCOEIXOS. ... 17
2.4ESTRATÉGIASDEUSINAGEMNOSISTEMACAM... 19
2.4.1 Desbaste ... 20
2.4.2 Alívio de cantos e pré-acabamento ... 20
2.4.3 Acabamento ... 20
2.5FATORESQUEINFLUÊNCIAMOACABAMENTO ... 21
2.5.1 Deformações relativas entre ferramenta e peça. ... 23
2.6AÇOFERRAMENTAPARATRABALHOAQUENTE-ABNTH13 ... 25
2.7PARÂMETROSDERUGOSIDADE/TEXTURA ... 26
2.7.1 Parâmetros verticais ou de amplitude ... 26
2.7.3 Parâmetros de espaçamento ... 28
2.7.4 Medição da rugosidade/textura ... 29
2.7.5 Instrumentos de medição de rugosidade ... 31
3 MATERIAIS E MÉTODOS ... 34
3.1MÁQUINAFERRAMENTA ... 34
3.2CORPODEPROVA ... 35
3.3FERRAMENTASDECORTEESISTEMADEFIXAÇÃO ... 37
3.4PARÂMETROSDECORTE ... 40
3.5PROCEDIMENTOEXPERIMENTAL ... 41
3.6PREPARAÇÃODOSCORPOSDEPROVA ... 45
3.8MEDIÇÃODOERROMICROGEOMÉTRICO-RUGOSIDADE ... 49
3.9MEDIÇÃODOERROMACROGEOMÉTRICO ... 50
4 ANÁLISE E DISCUSSÕES DOS RESULTADOS ... 52
4.1RESULTADOSDOSDESVIOSGEOMÉTRICOS ... 52
4.1.1 Influência da profundidade de corte radial (ae) ... 54
4.1.2 Influência do avanço por aresta (fZ) ... 57
4.1.3 Influência do Sentido de Corte ... 59
4.2ANÁLISESDATEXTURA/RUGOSIDADE ... 61
4.2.1 Influência do avanço por aresta (fZ) ... 62
4.2.2 Influência da penetração de trabalho (ae) ... 64
4.2.3 Influência do Sentido de Corte ... 66
5 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 70
5.1CONCLUSÕES ... 70
5.2TRABALHOSFUTUROS ... 71
REFERÊNCIAS ... 72
ANEXO A - RELATÓRIO DE MEDIÇÃO DA RUGOSIDADE... 78
ANEXO B - RELATÓRIO CONTROLE DIMENSIONAL ... 82
ANEXO C - DESVIO DE FORMA DA SUPERFÍCIE ... 90
ANEXO D – CERTIFICADO DE QUALIDADE DO MATERIAL ... 91
1 INTRODUÇÃO
No Brasil o desenvolvimento tecnológico na área de manufatura está passando por uma série de transformações, entre elas a utilização de máquinas CNC com quatro ou mais eixos, denominadas de multi-eixos, com tecnologias avançadas de usinagem. A indústria brasileira tem investido na modernização do parque de máquinas buscando o crescimento da competitividade no mercado nacional e internacional (FERRARI, 2012). Além disso, a necessidade de inovação tecnológica nos produtos aumentou a complexidade das superfícies, hoje em dia amplamente aplicadas em diversas indústrias, tais como a automobilística, aeroespacial, biomédica e a indústria de moldes e matrizes. As chamadas geometrias complexas são empregadas em uma gama extensa de produtos tais como moldes de painéis de automóveis, lâminas de turbinas, rotores em corações artificiais, próteses e implantes, entre outros (LAZOGLU et al, 2011; LAVERNHE et
al, 2010;TUTUNEA-FATAN e BHUIYA, 2011).
A partir da década de 80 a usinagem em máquinas multi-eixos recebeu uma maior atenção tanto na indústria quanto por parte dos pesquisadores. Com um número maior de graus de liberdade o processo de usinagem em máquinas multi-eixos apresentou vantagens sobre os processos convencionais em máquinas três eixos. Segundo CHU et al, (2008) entre as vantagens pode-se citar o aumento da produtividade, a redução dos tempos de preparação e a manufatura de geometrias complexas. Tutunea-Fatan e Bhuiya (2011) relataram outra vantagem percebida em seus estudos, a redução na ordem de 66 a 75% do tempo total da operação de polimento manual na fabricação de moldes. Lasemi et al, (2010) acrescentam que as máquinas 5 eixos quando comparadas aquelas de 3 eixos apresentam à possibilidade de efetuar somente uma única fixação para a usinagem completa da peça. Desta forma, proporcionam um menor erro geométrico e uma maior qualidade da superfície usinada. Além disso, o fresamento tangencial pode ser aplicado na maioria das geometrias, reduzindo o número de ferramentas necessárias para a usinagem e melhorando as condições de corte. Por exemplo, é possível reduzir o
comprimento em balanço da ferramenta em função da orientação da ferramenta em relação à superfície de usinagem (DING et al, 2010).
Apesar das vantagens citadas anteriormente, existem vários desafios na usinagem multi-eixos a serem superados. Uma vez que a orientação da ferramenta é ajustável, são necessários simulações do movimento de todos os elementos móveis da máquina e não só da ferramenta. Assim, é muito mais difícil prever as colisões e o trajeto da ferramenta sem a modelagem de todo o sistema máquina-ferramenta-peça. Além disso, a previsão das forças de corte, a deflexão da ferramenta e as vibrações do sistema são obtidas através de simuladores complexos, afinal os parâmetros de corte envolvidos são variáveis no tempo, durante o processo de usinagem (DING et al, 2010).
Conforme Lauwers et al, (2006) apesar das máquinas multi-eixos terem se tornado comuns nas empresas de fabricação, a usinagem de geometrias complexas ainda é realizada com estratégias que empregam movimentos em 2 1/2 e 3 eixos.
Segundo Souza e Ulbrich, (2009) os sistemas de Manufatura Auxiliada por Computador (CAM), para fresamento em três eixos estão num patamar evolutivo, enquanto a aplicação do fresamento de 5 eixos mostra-se como uma tendência do mercado. Na usinagem com quatro ou mais eixos, além da máquina e o Comando Numérico Computadorizado (CNC), o sistema CAM deve estar apto para cálculos e simulação da trajetória da ferramenta. Os atuais sistemas CAM disponíveis no mercado oferecem diversas estratégias de usinagem, geralmente dependentes da geometria da superfície. A qualidade da superfície usinada resulta da escolha da estratégia e dos parâmetros de corte ideais ao processo (LAVERNHE, 2010).
Os recentes desenvolvimentos nos sistemas CAM permitiram a fabricação de complexas geometrias, contudo os sistemas CAM disponíveis no mercado levam em consideração apenas os aspectos geométricos do modelo gráfico, deixam os detalhes técnicos da estratégia para o programador. Em geral, os sistemas CAM abordam a tolerância de fabricação a nível macrogeométrico, desconsiderando os aspectos tecnológicos da usinagem tais como as forças de corte, o desgaste da ferramenta ou mesmo as propriedades do material da peça. Em função da complexidade da tarefa, apresentando fatores que se não compreendidos afetam os erros geométricos e a qualidade da superfície em processos de usinagem diversos estudos, assim como este, tem sido desenvolvidos com intuito de compreender os
fenômenos e simplificar as decisões de processo. A partir das características do processo. Diferentes modelos foram propostos para minimizar as forças de usinagem, aumentar a vida da ferramenta e corrigir os erros geométricos. Contudo pouco se aborda sobre a qualidade da superfície, aspectos de engenharia tais como a textura de peças e as mudanças na estrutura dos materiais (LAZOGLU, 2009).
Sem um entendimento claro sobre as causas dos erros geométricos e dos problemas com a rugosidade no processo de usinagem em máquinas multi-eixos, as soluções disponíveis para sua minimização são dificilmente atingidas. As vantagens do uso destes equipamentos tais como a redução dos tempos de fabricação, a melhoria da qualidade da superfície e a exatidão geométrica tornam-se menos distantes a medida que se conhece a influência dos parâmetros de corte no processo de usinagem.
1.1 OBJETIVO GERAL
Analisar a influência dos parâmetros de corte do fresamento na estratégia de acabamento de superfícies complexas, para fabricação de aletas de rotor em um centro de usinagem 4 eixos.
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Esta dissertação tem como objetivos específicos:
a) Estabelecer o estado da arte para o processo de fresamento multi-eixos através da pesquisa bibliográfica para definir os experimentos e embasar a discussão dos resultados.
b) Analisar a influência do sentido de corte (concordante e discordante) nos desvios de forma e na rugosidade da superfície.
c) Analisar a influência da profundidade de corte radial (ae) nos desvios de forma e
na rugosidade da superfície.
d) Analisar a influência do avanço por aresta (fz) nos desvios de forma e na
rugosidade da superfície.
e) Comparar os parâmetros Ra, Rz, Ry e RSm na caracterização da rugosidade das
1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO
Capítulo 1 - Neste capítulo fez-se a Introdução, a contextualização e a
caracterização do problema. Apresenta-se um cenário da crescente aplicação e do papel das máquinas multi-eixos na evolução da manufatura. Faz-se uma abordagem sobre as vantagens e os desafios postos a essa tecnologia e os recentes desenvolvimentos nos sistemas CAM. Por fim, apresentaram-se o objetivo geral e os específicos deste estudo.
Capítulo 2 - É apresentada uma revisão da literatura sobre fresamento
multi-eixos, os tipos de configuração de máquina multi-eixos, as operações de desbaste, alívio de cantos, acabamento, os fatores que influenciam no acabamento e nos erros de forma de superfícies fresadas. Ainda é apresentada uma revisão da literatura sobre os parâmetros de rugosidade, os conceitos, os parâmetros mais comuns (2D) e os novos conforme a norma ISO 25178.
Capítulo 3 - Apresenta-se a metodologia de realização dos experimentos e
das medições dos resultados, assim como os recursos previstos para realização dos ensaios.
Capítulo 4 - São apresentados os resultados obtidos nos experimentos e a
análise das medições de rugosidade e dos desvios de forma da superfície, conforme definido na metodologia do experimento no Capítulo 3.
Capítulo 5 - Descrevem-se as conclusões finais do trabalho e os aspectos
importantes e evidenciados, além da sugestão de novos estudos para trabalho futuros.
Capítulo 6 - Por fim, são apresentadas as referências para elaboração da
revisão da literatura.
Ao final da dissertação encontra-se o apêndice com os resultados completos das medições realizadas nos laboratórios da SOCIESC, o certificado de qualidade do aço ABNT H13 e o desenho de detalhamento do corpo de prova.
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Neste Capítulo é apresentado o estado da arte para o processo de fresamento em máquinas multi-eixos e o sistema de Manufatura Auxiliada por Computador (CAM). Elaborou-se um contexto geral sobre o assunto, as principais contribuições e as tendências encontradas na literatura e em artigos de pesquisadores. Além disso, abordam-se assuntos referentes aos resultados da usinagem tais como os erros de exatidão dimensional e a qualidade da superfície no processo de fresamento para fundamentação da pesquisa.
2.1 FRESAMENTO MULTI-EIXOS
A programação e a simulação no fresamento em máquinas com mais de três eixos simultâneos, multi-eixos, seguem os mesmos princípios básicos do processo com três eixos, sendo muitas vezes aplicadas as mesmas estratégias de usinagem. Os modelos empregados na simulação do fresamento nos sistemas CAM desenvolvem o cálculo da trajetória a partir do modelo geométrico, contudo desconsideram as características do processo que apresenta corte descontínuo, múltiplas arestas de corte, diversas geometrias de ferramentas de corte e susceptibilidade a vibrações do sistema máquina-ferramenta-peça (WEINERT et al, 2008).
O fresamento em máquinas com quatro ou mais eixos quando comparado ao realizado em três eixos oferece como vantagens a maior acessibilidade, melhoria na qualidade da superfície e o aumento na taxa de remoção de material. Contudo os modelos para cálculo da trajetória e simulação da usinagem são mais complexos (TOURNIER et al, 2006; LASEMI et al, 2010; ALTINTAS e SENCER, 2010).
Para Ding et al, (2010) a tecnologia de fresamento em máquinas com quatro ou mais eixos é bastante recente e um dos desafios está na integração da geração da trajetória da ferramenta, a simulação geométrica e a simulação dos mecanismos de corte na usinagem. Na Figura 1 são ilustrados os três grandes desafios para a usinagem em máquinas cinco eixos e suas relações.
Figura 1 - Desafios no processo de fresamento multi-eixos. Fonte: Adaptado de Ding et al, (2010).
Para Langeron et al, (2004) a usinagem em máquinas multi-eixos, neste caso 5 eixos, está sujeita a dois tipos de erros: o geométrico (gerado pelo cálculo de trajetória) e o mecânico que está relacionado à velocidade e a aceleração dos cinco eixos ocasionados pela segmentação na trajetória e translação dos eixos, feita através de interpolação linear.
Segundo Albano (2008) o avanço programado pode ser comprometido na usinagem de cinco eixos, pois além dos movimentos cartesianos em três eixos, a máquina deve controlar os dois eixos rotacionais. A velocidade de avanço é interpolada em cinco eixos, consequentemente é afetada. Em sua dissertação o autor avaliou os processos de fresamento de três e cinco eixos, na fabricação da cavidade do molde de injeção. Na Figura 2 apresenta-se a geometria do corpo de prova utilizado por Albano (2008) em seus estudos de comparação entre as estratégias de fresamento três e cinco eixos.
Figura 2 - Geometria do corpo de prova: agitador - máquina lavar roupa. Fonte: Albano, (2008).
Em seus experimentos Albano (2008) realizou a usinagem de dois corpos de prova. O autor avaliou o tempo de fabricação, os custos de processo e os erros dimensionais. O primeiro fator de saída analisado foi o tempo de fabricação. O processo de fresamento com três eixos resultou em um tempo total de 792 minutos enquanto com cinco eixos 1.511 minutos. Este valor representa a somatória da análise e definição da estratégia e o pós-processamento dos programas gerados. Deixando evidente que o fresamento cinco eixos proporcionou o maior tempo de usinagem, aproximadamente 28,5% superior ao processo de fresamento três eixos. Albano concluiu que a vantagem significativa do fresamento cinco eixos é evidenciada quando comparado o material remanescente após a usinagem. A Figura 3 apresentam as diferenças entre as superfícies usinadas entre os processos de fresamento com três e cinco eixos citados por Albano em seu experimento.
Figura 3 - Material remanescente do corpo prova.
(a) fresamento 3 eixos e (b) fresamento 5 eixos.Fonte: adaptado de Albano, (2008).
Na Figura 3(a) a região destacada ilustra o material não removido pelo processo de fresamento com movimentos três eixos. Para atingir a geometria desejada do corpo de prova foi necessário remover esse material através do processo de eletroerosão. A Figura 3(b) apresentou a mesma região após a usinagem com estratégia com movimentação nos cinco eixos. O autor destacou que o fresamento cinco eixos apesar de ter u tempo maior de fresamento reduziu 21% do tempo total da fabricação do corpo de prova em estudo. Para Albano (2008) outra vantagem significativa é a redução do processo usinagem de eletroerosão, através da redução do material remanescente. O fresamento cinco eixos possibilitou uma redução de 13,6% no custo total. A principal desvantagem do fresamento 5 eixos foi o maior tempo de programação e simulação, aproximadamente 175% maior que a simulação e programação em fresamento 3 eixos. (ALBANO, 2008).
Segundo Silva (2006) a exportação do modelo geométrico do sistema CAD em formatos neutros (IGES e PARASOLID) para sua importação no sistema CAM gerou em seus experimentos um erro de trajetória da ferramenta no fresamento 5 eixos. O autor atribuiu este problema aos elementos geométricos empregados, tais como retas e arcos, ocasionando esta descontinuidade no modelamento. Silva (2006) confirmou sua hipótese utilizando a função “Spline” para suavizar a geometria do modelamento. Conforme Silva (2006) esta descontinuidade gerou solavancos
durante a usinagem, resultando em um pior acabamento da superfície e na redução da velocidade de avanço.
Baptistas e Simões (2000) estudaram a influência do ângulo de direção no acabamento da superfície de corpos de prova de alumínio série 7000 com diferentes geometrias. Para análise dos resultados os autores separaram os valores de acabamento em quatro diferentes gráficos comparados por regiões usinadas. A Figura 4 ilustra os gráficos de rugosidade Ra em função do ângulo de direção de avanço para as quatro regiões: (a) plano horizontal, (b) plano inclinado, (c) região convexa e (d) região côncava.
Ângulo de Direção de avanço ( )
P a râ m e tr o R a (m ic ro n s ) 90 75 60 45 30 15 0 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5
Região Plano Horizontal
o Ângulo de Direção de avanço ( )
P a râ m e tr o R a ( m ic ro n s ) 90 75 60 45 30 15 0 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5
Região Plano Inclinada
o
(a) (b)
Legenda:
Ângulo de Direção de avanço ( )
P a râ m e tr o R a (m ic ro n s ) 90 75 60 45 30 15 0 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Região Convexa o
Fresa esférica - 3 eixos Fresa esférica - 5 eixos
Ângulo de Direção de avanço ( )
P a râ m e tr o R a ( m ic ro n s ) 90 75 60 45 30 15 0 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Região Côncava o
Fresa Topo reto - 3 eixos Fresa Topo reto - 5 eixos
(c) (d)
Figura 4 - Valores de Ra em regiões usinado.
Fonte: Baptista e Simões, (2000).
Baptista e Simões (2000) concluíram que na região plano horizontal, Figura 4(a), a fresa de topo reto no fresamento com três eixos proporcionou melhor acabamento superficial comparado com a usinagem 5 eixos. Além disso, nesta
região os valores de rugosidade para a fresa esférica foram todos superiores aos da fresa de topo. Conforme os autores na região plana horizontal a velocidade de corte reduziu em função do contato ferramenta/peça, prejudicando o acabamento da superfície. Nas outras regiões: plano inclinado (b), região convexa (c) e côncava (d) a usinagem cinco eixos com a fresa de topo reto também resultou em valores de rugosidade menores devido a manutenção da velocidade de corte na tangencia da ferramenta de corte.
Miralles (2009) estudou diferentes estratégias de corte na operação de acabamento com máquinas 5 eixos. O autor avaliou a exatidão geométrica, o tempo de usinagem e a qualidade da superfície, associada a cada estratégia de usinagem. Em sua análise dos resultados o autor relatou que a estratégia empregando o círculo como fronteira proporcionou uma trajetória suave, movimentando 4+1 eixos. A estratégia utilizando curva guia “drive” gerou trajetória complexa movimentando os 5 eixos simultâneos. A estratégia de usinagem 360º utilizando uma fronteira circular apresentou melhor acabamento e menor tempo de usinagem. Os movimentos concordantes e discordantes gerados pela estratégia Zig-Zag resultaram em uma superfície com pior acabamento e menor exatidão geométrica quando comparada as outras estratégias empregadas.
2.2 SISTEMA CAM
Souza e Ulbrich (2009) definem o sistema CAM como um sistema amplo que envolve todas as etapas de fabricação, contudo atualmente empregado apenas na elaboração de programas para máquinas CNC. Os sistemas CAM são classificados em função de características tais como o número de processos disponíveis para programação (torneamento, fresamento, eletroerosão, puncionamento, entre outros), o número de eixos de trabalho (2 a 5 eixos), a capacidade de simulação das trajetórias das ferramentas, o pós-processamento e a aplicação de novas tecnologias como o desbaste por mergulho e a usinagem com altas velocidades (HSM). Além disso, a maioria dos sistemas CAM possui módulos de simulação do processo de produção diretamente pelo computador, que permitem encontrar erros acidentais no programa do comando numérico (NC) tais como, a colisão da ferramenta, regiões não usinadas, entre outras características do processo como o tempo de processamento.
No processo de fabricação envolvendo os sistemas CAM o modelo geométrico a ser usinado é importado do sistema CAD permitindo determinar as dimensões do bloco de matéria-prima, assim como definir a máquina-ferramenta, o sistema de fixação da peça, as ferramentas e os parâmetros de usinagem. Após o cálculo do percurso da ferramenta na estratégia de usinagem, é feito o pós-processamento gerando assim os códigos que são interpretados e transformados pelo CNC da máquina em movimentações e acionamentos (ESPINOZA; SCHAEFFER, 2004).
Holtz (2009) destacou a necessidade da utilização dos formatos neutros devidos o surgimento de várias tecnologias Cax, e os problemas de comunicação geométrica entre os diferentes sistemas. Estes problemas estão relacionados, tolerâncias de importação e exportação do modelo geométrico, influenciando nos cálculos de trajetórias da ferramenta. Segundo o mesmo autor as ferramentarias da região de Joinville utilizam o formato neutro IGES. Na análise de alterações geométricas, Holtz (2009) concluiu que apesar de serem utilizados os mesmo pontos de referência para construção das curvas. O sistema CAD produziu curvas diferentes da original, devido ao cálculo matemático em cada software. Já no estudo da trajetória foram utilizados três corpos de provas, um nativo, modelado no próprio sistema CAD/CAM, e outros dois importados de diferentes sistemas CAD. Analisando somente a estratégia de acabamento, os resultados foram comparados por similaridade. Quando se utilizou o programa importado percebeu-se que foram geradas diferentes trajetórias calculadas pelo sistema CAM, ocasionando um programa de maior tamanho e diferentes pontos de entrada no corpo de prova. O autor sugeriu para trabalhos futuros utilizar o formato STEP, bastante empregado na linha automobilística ou PARASOLID para verificar possíveis problemas citados.
Neste contexto, Dürr (2000) pesquisou o comportamento das entidades geométricas após sua importação em três formatos neutros IGES, STEP e VDAFS. Em sua pesquisa, os elementos geométricos criados no sistema CAD foram exportados para os três tipos de arquivos neutros. Após a conversão novamente os arquivos foram importados para outro sistema CAD analisando o comportamento dos elementos geométricos no novo sistema.
Na Figura 5 está ilustrado o quadro com os elementos geométricos que foram analisados por Dürr (2000) em cada formato neutro. O autor identificou a existência
destes elementos da seguinte forma: (X) se contém o elemento após a conversão, (E) quando é limitado o elemento após a conversão e (U) quando este elemento contém como sub-elemento.
Figura 5 - Recursos geométricos contidos após conversão Fonte: Dürr, (2000)
Na Figura 5 o autor reforça as qualidades encontradas em seu estudo sobre o formato STEP que assegurou uma melhor qualidade e precisão do modelo convertido, mantendo as características iniciais do modelamento.
2.2.1 Geração de trajetória para fresamento quatro e cinco eixos
Conforme Weinert et al, (2008) a geração da trajetória em fresamento 4 ou mais eixos, são resultantes dos movimentos de 3 eixos cartesianos simultâneos, com movimento adicional de rotação em um ou mais eixos. Em muitos casos ainda vista como um complemento das atuais estratégias de trajetórias 3 eixos. Este movimento de rotação deve ser livre de colisões, portanto, a escolha da trajetória ainda necessita um usuário experiente.
Para o sistema CAM criar a trajetória, primeiro ele calcula os pontos de contatos da ferramenta (CC) sobre a geometria CAD. Para o CAM executar a programação arquivo local de contato (CLF) o sistema utiliza um método de compensação, calcula-se a localização do ponto central da ferramenta na qual é denominada localização de contato (CL) os pontos CL são os pontos contidos no programa CNC finais. (ARIAS, 2009).
Chen et al, apud Pivetta, (2005) afirmam que para obter uma boa qualidade da superfície a trajetória da ferramenta e o ponto de contato (CC) devem tornar uma velocidade constante durante a usinagem. Em muitos casos, a trajetória da ferramenta no ponto de contato (CL) é constante, ocasionando descontinuidade na superfície usinada. Outro fenômeno que ocorre é a redução da velocidade de avanço em regiões convexas e aumento da mesma em regiões côncavas. Esta variação da velocidade de avanço resulta em problemas na superfície a ser usinada. Para solucionar este problema os autores aplicaram um interpolador de superfície NURBS. A interpolação NURBS mantém constante a velocidade de (CC), diminuindo a velocidade de (CL) em regiões côncavas e aumentando em regiões convexas.
2.2.2 Tolerância CAM
Para Souza e Coelho (2003) esta faixa de tolerância está relacionada com a exatidão geométrica na qual o caminho da ferramenta deverá seguir o modelo geométrico. Segundo os autores quanto menor esta tolerância, mais próxima do modelo geométrico ideal a trajetória ficará. Por outro lado, quanto menor a tolerância do sistema CAM maiores serão os programas NC gerados e maior o tempo de usinagem. Na Figura 6 Souza e Coelho (2003) apresentam um exemplo de trajetória criada através da interpolação linear para um mesmo modelo geométrico para dois valores de tolerância da trajetória no sistema CAM.
Figura 6 - Trajetória da ferramenta em função da tolerância do sistema CAM. Fonte: Adaptado de Souza e Coelho, (2003)
Na Figura 6 Souza e Coelho (2003) mostram a trajetória da ferramenta e sua banda de tolerância e caminho percorrido pela ferramenta. Em cor preta representa a geometria do corpo de prova em cor azul os dois limites de tolerância CAM superior e inferior, Na Figura 6(a) percebe-se que a trajetória da ferramenta representada em cor vermelha fica tangente ao limite inferior da tolerância. Já na Figura 6(b) a banda de tolerância sendo a metade do valor da tolerância do CAM percebe-se que a trajetória da ferramenta fica tangente à geometria do modelo.
Segundo Souza (2001) os diferentes métodos de interpolação linear (G1) de segmentos de retas, e circular (G2 ou G3) aplicados em geometrias complexas ocasionam solavancos no deslocamento dos eixos nas máquinas CNC. O pesquisador comparou o tempo efetivo de usinagem relacionando a velocidade de avanço real com a programada. A geometria empregada seguiu os mesmos critérios do padrão criado pela associação alemã Nc-Gelssellschaft para homologação de fresadoras HSM. Este mesmo autor concluiu que a interpolação linear (G1) gerou programas relativamente maiores que aqueles que empregaram interpolação circular (G2 ou G3). O aumento do volume de informação limitou a velocidade de avanço em 67% para a interpolação linear (G1). Já a interpolação circular (G2 ou G3) gerou um programa relativamente menor, permitindo com isso a máquina atingir 100% da velocidade de avanço programada em toda a usinagem. A Figura 7 ilustra o corpo
de prova empregado por Souza (2001) e as variações de velocidades de avanço obtidas no experimento.
Figura 7 - Máxima velocidade de avanço - interpolação linear. Fonte: Souza, (2001)
Na Figura 7 são apresentadas as velocidades de avanço obtidas na interpolação linear (G1). Conforme Souza (2001) o valor programado de 2000 mm/min foi atingido somente em duas regiões da peça. Apenas nas regiões com características de semi-retas o avanço chegou a 100% do valor programado.
Conforme Souza (2004) a interpolação linear (G1) influência na velocidade de avanço em geometrias complexas. Neste contexto, através de um sistema de aquisição das velocidades individuais de cada eixo na máquina CNC o autor registrou estas oscilações. A geometria estudada é apresentada na Figura 8(a) na qual para os semi-círculos 1 e 3 foram utilizadas a interpolação linear (G1) e no semi-círculo 2 foi aplicada a interpolação circular (G2) todas com avanço de 3500 mm/min.
(b)
(c)
Figura 8 - Corpo de prova velocidade de avanço. Fonte: Souza, (2004).
No gráfico da Figura 8(b) os resultados mostraram que não houve variação de oscilações de avanço representados em cor rosa na interpolação circular G02 a velocidade de avanço atingiu 100% o programado. Entretanto na Figura 8(c) a interpolação G1 a velocidade de avanço apresentou variações ao longo da trajetória.
2.2.3 Estratégias de usinagem quatro e cinco eixos.
Do ponto de vista de Silva (2006) muitas estratégias de usinagem quatro e cinco eixos são estudadas, porém, ainda é um desafio a geração das trajetórias livres de erros sem a interferência ou experiência do operador. As estratégias de usinagem são classificadas em: ISO-paramétrica, ISO-planar ou cartesiana e altura de crista constante.
Para Silva (2006) a estratégia isoparamétrica tem a vantagem da representação paramétrica da superfície, sendo o método de geração mais frequente utilizado. A trajetória da ferramenta na estratégia ISO-paramétrica em algumas situações geram problemas de acabamento na superfície, com alturas de crista diferentes, devido à transformação não uniforme na superfície usinada.
Outro problema analisado por Silva (2006) é proveniente da forma de modelar a superfície. A operação booleana, método de subtração, faz com que a curva isoparamétrica não coincida com a original, por consequência, a curva não está mais adaptada à borda original proporcionando problemas na usinagem.
2.3 TIPOS DE MÁQUINA FERRAMENTA COM CINCO EIXOS.
Silva (2006) e Miralles (2009) relatam que em geral, as máquinas CNC com cinco eixos, possuem os três eixos convencionais relacionados por coordenadas cartesianas (X, Y, Z) com movimento de translação e outros dois eixos auxiliares de rotação (A, C), estando ligados ao tipo de máquina ferramenta. A Figura 9 ilustra um exemplo de concepção de máquina ferramenta com cinco eixos e rotação na mesa.
Figura 9 - Máquina ferramenta de cinco eixos de rotação na mesa (A, C). Fonte: Siemens, (2004).
Ainda segundo Silva (2006) e Miralles (2009) este tipo de máquina é a mais econômica, por ser possível realizar os movimentos dos 5 eixos só pela adição do mecanismo na mesa em uma máquina 3 eixos. Outra vantagem descrita pelos autores está relacionada à carga recebida no fuso que seria maior comparada com as demais. Porém, apresenta a desvantagem de possuir limite de peso e tamanho.
A máquina ferramenta empregada neste estudo apresenta a mesma constituição de movimentos dos eixos, contudo apenas para quatro eixos (X, Y, Z e A) não possuindo o eixo (C).
Na Figura 10 apresenta-se outro tipo de concepção de máquina ferramenta com o movimento de rotação no cabeçote eixo (C) este tipo de máquina tem a vantagem de trabalhar com peças mais pesadas, por consequência, é limitada na força exercida no fuso.
Figura 10 - Máquina de cinco eixos rotação (A, C) no cabeçote. Fonte: Siemens, (2004).
A Figura 11 ilustra uma terceira concepção de máquina com cinco eixos. Nesta o eixo de rotação (C) fica sobre a mesa e o eixo de rotação (A) é aplicado no cabeçote.
Figura 11 - Máquina de cinco eixos de rotação (A) no cabeçote e (C) na mesa. Fonte: Siemens, (2004).
Este tipo de configuração é utilizada em peças cilíndricas com rebaixos em torno de sua periferia. Este tipo de máquina tem limitação no peso das peças e na força exercida no fuso.
2.4 ESTRATÉGIAS DE USINAGEM NO SISTEMA CAM
Após ter concluído o projeto do molde no sistema (CAD) com o acompanhamento da análise sobre o efeito das variáveis no processo de injeção pela Engenharia Auxiliada por Computador (CAE). Passa-se à etapa de fabricação do ferramental utilizando o CAM. Conforme Espinoza e Schaeffer (2004) a fabricação do ferramental com máquinas de usinagem com controle numérico computadorizado CNC necessitam de informações que descrevem as características do produto através de modelos tridimensionais no CAD. O sistema CAM reconhece estas informações, mas não trabalha completamente automatizado, sendo necessários profissionais experientes para tomada de decisão sobre a estratégia de usinagem.
Os sistemas CAM são empregados para o desenvolvimento destas estratégias criando a trajetória de usinagem sendo pós-processado a linguagem de programação das máquinas CNC. Estes sistemas permitem analisar e determinar as operações de desbaste, semi-acabamento e acabamento para a fabricação dos componentes do molde de injeção. Nas estratégias de usinagem devem ser estabelecidos os parâmetros de trabalho tais como a ferramenta, o sistema de fixação da peça, os parâmetros de corte, o bloco bruto a ser usinado e as operações elementares para obtenção do produto (SOUZA e ULBRICH, 2009).
Neste contexto, Souza e Ulbrich (2009) afirmam que o referenciamento das coordenadas de trabalho deve ser comum em todos os processos, no modelamento CAD, na programação CAM, na programação CNC manual, evitando assim retrabalho em cada etapa. O importante é que o usuário compreenda cada etapa do processo evitando o erro.
Para elaborar a estratégia de desbaste, deve-se criar um bloco prismático representando o sobremetal da cavidade. As estratégias de desbaste devem aproximar a forma geométrica do produto sendo estas avaliadas em função do tempo de usinagem e da uniformidade do sobremetal deixado para as operações de
acabamento, em muitos casos existe a necessidade de gerar uma estratégia de alívio de cantos ou pré-acabamento (SOUZA, 2004).
2.4.1 Desbaste
Segundo Lee (1998) a operação de desbaste pode ser realizada de duas formas diferentes conforme matéria prima recebida. Podendo ser na forma fundida conforme geometria a usinar com um sobre metal constante, ou na forma de bloco bruto com maior volume de material.
Souza (2004) relata que as operações de desbaste em material bruto geralmente são utilizadas a estratégia de 2 ½ eixos, na qual a ferramenta é posicionada a uma profundidade (Z) determinada pela profundidade de corte axial (aP) e os eixos (X e Y) removem o material até o sobremetal determinado pelo
programador e a geometria do produto. O material bruto da forma fundida geralmente é desbastado utilizando a estratégia de usinagem ISO paramétrica fazendo com que a ferramenta remova o material direto na geometria modelada evitando movimentos em vazio.
2.4.2 Alívio de cantos e pré-acabamento
Segundo Souza (2004) este tipo de operação em geral é utilizada para remoção do material remanescente deixado no processo de desbaste devido à limitação geométrica do produto e da ferramenta de corte empregada.
Para Arias (2009) o alívio de canto é utilizado para redução do raio deixado na operação de desbaste chegando o mais próximo da medida do produto. O pré-acabamento é uma remoção do material remanescente deixado em forma de degraus nas operações de desbaste e alívio de cantos. Esta estratégia deixa um sobremetal constante facilitando o processo de acabamento na remoção de volume de material constante.
2.4.3 Acabamento
Souza (2004) relata que o acabamento é a operação de fresamento CNC tridimensional, podendo a estratégia de usinagem ser realizada com movimentos
simultâneos em 3, 4 e 5 eixos. Visando a remoção do sobremetal deixado nas etapas anteriores proporciona melhor qualidade dimensional e da superfície.
Segundo Arias (2009) a operação de acabamento é a etapa que remove o material deixado pelo processo de desbaste, alívio de cantos e pré-acabamento. Sendo feita geralmente em operações de três eixos com várias estratégias de usinagens disponíveis.
2.5 FATORES QUE INFLUÊNCIAM O ACABAMENTO
Capla (2006) pesquisou os fatores que influenciam no acabamento em usinagem de superfícies complexas, em altas velocidades de cortes. Em seus estudos o autor identificou quais as características mais relevantes para preservar a qualidade de uma superfície em função da deflexão da ferramenta devido ao excedente de sobre metal nas operações de desbaste. As variáveis em estudo foram balanço, diâmetro da ferramenta, trajetória da ferramenta e material não uniforme deixado após a usinagem. Durante o seu estudo, Capla (2006) utilizou três corpos de prova com diferentes ângulos (75º), (45º), (7º), na estratégia de usinagem de acabamento ascendente e descendente, comparando sua qualidade superficial. O autor concluiu que quanto menor o ângulo de inclinação no plano (X e Y) maior será o volume de material excedente. Devido à inclinação da superfície, o ponto de contato entre ferramenta e peça proporciona velocidades de corte variável, o que repercutiu no acabamento da superfície muitas vezes de forma negativa. Em regiões de pequenas inclinações (7º) o sentido corte que proporcionou melhor acabamento foi o descendente. Em regiões com inclinação maior (45º, 75º) o sentido de corte que ocasionou melhor acabamento superficial foi o ascendente. Também foi observado que quanto maior comprimento de balanço pior foi o acabamento da superfície.
Ibaraki et al, (2011) destacaram existir melhor precisão dimensional e geométrica em centros de usinagem de cinco eixos. Os autores relacionaram os erros de posicionamento devido às incertezas nos dispositivos de fixação e do próprio processo de orientação em novas fixações. A orientação angular da ferramenta de corte reduz a necessidade de operações secundárias de acabamento mantendo um sobremetal mais uniforme e o ângulo de contato formado entre a
ferramenta e a peça que permite aproveitar melhor a velocidade de corte da ferramenta, melhorando o nível de acabamento da superfície usinada (CHEN et al,
apud PIVETTA, 2005; BOUZAKIS et al, 2003).
Segundo Pivetta (2005) no processo de fresamento a cinemática destas máquinas permite reduzir o número de ferramentas substituindo ferramentas de topo esférico por ferramentas de topo reto mantendo um melhor controle da altura de crista tanto em superfícies rasas quanto em paredes inclinadas no produto. Weinert
et al, (2008) empregaram modelos numéricos por elementos finitos para predizer as
vibrações e a qualidade da superfície gerada no fresamento de paredes finas em máquinas com 5 eixos. Os autores integraram as etapas de modelamento geométrico da peça no sistema CAD com a geração do trajeto da ferramenta. As interações entre os modelos geométricos da peça bruta, o modelo de referência, a peça e a geometria da ferramenta de corte resultaram no movimento de trajeto da ferramenta conforme a estratégia de usinagem e as condições de trabalho pré-estabelecidas. Para validação dos resultados os autores conduziram um experimento de usinagem de uma placa de alumínio (Al 7075 T6) com as seguintes dimensões 80 mm x 40 mm x 5 mm em um centro de usinagem cinco eixos marca Röders modelo TEC RFM 1000 nas mesmas condições da simulação realizada por elementos finitos.
Apesar de a máquina possuir 5 eixos de movimentação a estratégia de usinagem aplicada por Weinert et al, (2008) foi relacionada apenas com 2 eixos, sendo o eixo (Z) para incremento da profundidade de corte. Os autores optaram por esta estratégia para isolar outras fontes de vibrações, tais como a rigidez da estrutura da máquina-ferramenta e o atrito entre as guias dos eixos da máquina.
A Figura 12 apresenta os resultados do experimento e da simulação, a imagem obtida pela simulação e a foto da superfície obtida pelo processo de fresamento.
(a) (b)
(a) (b)
Figura 12 - Medição e simulação das vibrações no fresamento cinco eixos do Al7075. Fonte: Adaptado de Weinert et al. (2008).
Weinert et al, (2008) compararam de forma visual o resultado da usinagem e a imagem de foto realismo gerada pelo simulador da usinagem. No espectro das vibrações geradas pelo sistema máquina-ferramenta-peça os autores identificaram a frequência de 667 Hz para o contato ferramenta-peça e a frequência regenerativa a 1000 Hz.
2.5.1 Deformações relativas entre ferramenta e peça.
Altintas (1995) descreveu que a precisão das superfícies usinadas é afetada pela exatidão de posicionamento da ferramenta em relação à peça. Estas são
produzidas por cargas e forças no momento do corte, contribuindo para o desvio dimensional, resultando em erros geométricos. Estes erros são decorrentes da deflexão da ferramenta devido à ação da força de usinagem. A ferramenta de corte é geralmente a parte mais flexível no conjunto máquina-ferramenta.
Para evitar a deflexão da ferramenta Lópes de lacalle et al,(2004) adotaram a relação comprimento da ferramenta e balanço. Estes pesquisadores utilizaram o seguinte conceito para obter o coeficiente de esbeltez [L3/D4]. Este coeficiente
empregado por Lópes de Lacalle et al, (2004) e Aguiar (2012) com um valor de referência de 20 foi empregado na Equação (1) para determinar o comprimento máximo (L) da ferramenta. L = 3√ coeficiente de esbeltez x D4 (1) L 30 mm Onde: L = comprimento da ferramenta (mm) D = diâmetro da ferramenta (mm)
Para Altintas e Budak (1995) as deflexões são consideradas críticas na usinagem de paredes finas, sendo evidentes em geral em materiais de alta liga, tal como o aço ABNT H13 ou alumínio apresentando espessura inferior a 5 mm e alturas superiores a 30 mm. Segundo os mesmos autores as deflexões estáticas produzem erros de forma e os deslocamentos dinâmicos prejudicam o acabamento da superfície. A Figura 13 ilustra um exemplo de deflexão da ferramenta.
Figura 13 - Deflexão da ferramenta de topo devido à força de usinagem. Fonte: Adaptado de Polli, (2005)
Na Figura 13 representa graficamente o efeito da deflexão na ferramenta no momento do corte, quanto maior a força de corte e o comprimento de balanço maior a deflexão da ferramenta.
López de Lacalle et al, (2006) destacam que os erros dimensionais podem ser minimizados de duas formas. A primeira é através da programação, tentar reduzir as forças médias de corte minimizando assim a deflexão do conjunto máquina-ferramenta-peça. A segunda é através da seleção de diferentes direções de usinagens, no caso de máquinas 4 ou 5 eixos a abordagem pode ser diferente devido à mudança de plano de trabalho e a direção da resultante de força à medida que os eixos movimentam-se simultaneamente.
Segundo Ferreira (2013) os erros de forma na usinagem de geometrias complexas podem ser atribuídos a diversos fatores tais como, erros da máquina (folgas, interpolações, etc), erros de processo (deflexão da ferramenta, folgas em dispositivos de fixação, etc), erros de trajetória no sistema CAM e os erros do sistema de medição. O autor destacou que em seus experimentos as maiores parcelas dos desvios de forma resultaram dos erros de posicionamento dos eixos durante a movimentação da máquina CNC e da deflexão da ferramenta. O mesmo autor relatou a influência do método de interpolação (linear ou circular) na deflexão da ferramenta de corte e por consequência no erro geométrico sugerindo a hipótese de variação do avanço em função do número de segmentos calculados pelo sistema CAM.
2.6 AÇO FERRAMENTA PARA TRABALHO A QUENTE - ABNT H13
Os aços para trabalho a quente, série H (hot working), são aços de média e alta liga, com baixos teores de carbono ligados principalmente ao cromo, com adições de molibdênio e vanádio em quantidades menores. O aço ABNT H13 é o mais utilizado dessa família, numa faixa ampla de dureza, entre 44 - 50 HRC (VILLARES METALS, 2013).
Segundo o METALS HANDBOOK (2002) o aço ferramenta ABNT H13 tem a seguinte composição química: C - 0,32 a 0,45 %; Cr - 4,75 a 5,50 %; Si - 0,8 a 1,2 %; Mo - 1,10 a 1,75 %; Mn - 0,20 a 0,50 % e V - 0,8 a 1,2 %.
Em geral estes aços são aplicados na fabricação de moldes para fundição sob pressão de alumínio, ferramentas para extrusão a quente, matrizes de forjamento entre outras. As principais propriedades requeridas são resistência à deformação em temperaturas elevadas e no tratamento térmico, resistência a trincas a quente e ao impacto e alta usinabilidade (ASM, METALS HANDBOOK, 2002).
2.7 PARÂMETROS DE RUGOSIDADE/TEXTURA
Para representar e quantificar a qualidade das superfícies obtidas por diversos processos de fabricação foram desenvolvidos parâmetros de rugosidade a partir do perfil medido sobre a superfície. Contudo, apesar do grande número de parâmetros desenvolvidos até hoje, não se pode garantir a completa descrição da textura da superfície e os efeitos nas aplicações de engenharia. (MALBURG et al, 1993).
2.7.1 Parâmetros verticais ou de amplitude
A maioria dos parâmetros 2D definidos na norma ISO 4287 são expressos por modelos matemáticos que representam o perfil efetivo da superfície. O parâmetro Ra
é mais conhecido, aceito e aplicado mundialmente. É utilizado praticamente em todos os processos de fabricação e todos de medição de rugosidade (MALBURG et
al, 1993).
O parâmetro Ra é definido como a média aritmética dos valores absolutos das
ordenadas de afastamento (yi), dos pontos do perfil de rugosidade em relação à linha média, dentro do percurso de medição (lm). O valor da grandeza (Ra) pode
corresponder à altura de um retângulo, cuja área é igual à soma absoluta das áreas delimitadas pelo perfil de rugosidade e pela linha média, tendo por comprimento o percurso de medição (lm).
Segundo Bet (1999) os parâmetros Ra, Rz e Ry devem ser utilizados em
conjunto para uma melhor representação da média das ordenadas de um perfil de rugosidade.
O parâmetro Ry é definido como o maior valor das rugosidades parciais (Zi)
medidas dos picos e vales obtidos no perfil de rugosidade. Com um princípio semelhante o parâmetro Rz é calculado pela média das distâncias pico a vale de
cinco comprimentos de amostragem. Assim como o parâmetro Ra é muito útil na
comparação entre duas superfícies oriundas de um mesmo processo de fabricação (MALBURG et al, 1993).
Estes mesmos modelos foram adaptados à característica tridimensional das superfícies para definição dos parâmetros de rugosidade tridimensionais apresentados na norma ISO 25178. Por exemplo, a equação que define o parâmetro Sa tem a mesma lógica empregada no cálculo do parâmetro Ra, apenas a análise é
estendida para um plano de medição. O mesmo ocorreu para os parâmetros Sq, Ssk,
Sp, Sv e Sz. Duho e McCormick (2007) compararam a repetibilidade dos parâmetros
de rugosidade verticais 2D e 3D em seus estudos e chegaram a conclusão que os parâmetros tridimensionais apresentam uma leitura mais confiável com menor incerteza. A Figura 14 mostra o gráfico comparando o número de medições necessárias para garantir a leitura para um intervalo de confiança de 95%.
Parâmetros de rugosidade 2D N úm er o de M ed iç õe s z vk k pk a 14 12 10 8 6 4 2 0 R R R R R Parâmetros de rugosidade 3D N úm er o de M ed iç õe s z vk k pk a 14 12 10 8 6 4 2 0 S S S S S
Figura 14 - Número de medições necessárias para os parâmetros de rugosidade 2D e 3D. Fonte: adaptado Duho e McCormick, (2007).
Conforme os autores apresentaram na Figura 14 os parâmetros de rugosidade 3D podem reduzir o número de medições necessárias para avaliação da textura da superfície. Contudo, Blateyron (2006) destacou que parâmetros bidimensionais tais como Ry e Rmáx foram simplificados pelo parâmetro Sz devido à
similaridade entre eles e mesmo na revisão da norma ISO 4287 de 2008 surgem algumas dúvidas devido ao surgimento do RZmáx.
Na Tabela 1 apresentam-se os principais parâmetros de altura empregados na qualificação da textura de superfícies.
Tabela 1:- Parâmetros de altura conforme a ISO 25178. Fonte: ISO 25178, (2011)
Parâmetros Nome
Sq Média quadrática dos picos e vales
Ssk Assimetria da distribuição
Sku Curtose da distribuição
Sp Altura dos maiores picos
Sv Profundidade dos maiores vales
Sz Altura máxima da superfície
As Média aritmética das alturas
2.7.3 Parâmetros de espaçamento
Estes parâmetros permitem avaliar a isotropia ou anisotropia de uma superfície. As superfícies encontradas na indústria em geral apresentam um comportamento cíclico com uma orientação da textura predominante caracterizadas pelo processo de fabricação tais como torneamento, fresamento, furação, brunimento entre outros. Contudo, há processos como a usinagem por descarga elétrica (eletroerosão) usinagem química e mesmo a pintura que geram texturas com um relevo irregular e totalmente aleatório. Estes parâmetros permitem identificar a porcentagem de isotropia da superfície (Str), a existência ou não de picos para
ancoragem de revestimentos (Sal) e a direção predominante da textura da superfície
(BLATEYRON, 2006). O parâmetro de rugosidade RSm é um perfil de ondulação ou
de espaçamento médio definido com uma distância média entre os elementos de perfil (Xs) que interceptam a linha média a princípio este parâmetro é independente do valor da amplitude do perfil de rugosidade (NBR ISO 4287: 2002).
Na Tabela 2 apresentam-se os principais parâmetros de espaçamento ou distanciamento empregados na qualificação da textura de superfícies.
Tabela 2:- Parâmetros de espaçamento conforme a ISO 25178. Fonte: ISO 25178, (2011)
Parâmetros Nome
Sal Taxa de autocorrelação do decaimento mais rápido.
Str Razão de aspecto da textura da superfície.
Std Direção da textura na superfície.
Apesar de existirem diversos outros parâmetros aplicados na indústria neste estudo apenas os parâmetros Ra, RZ, Ry e RSm foram abordados. Estes parâmetros
foram empregados na metodologia do experimento para avaliação dos resultados da rugosidade e caracterização da textura das superfícies dos corpos de prova.
2.7.4 Medição da rugosidade/textura
Segundo Jiang et al, (2007) o primeiro passo na análise de área de superfície textura foi tomado por Williamson que construiu o primeiro sistema de medição de superfície da topografia de uma superfície em 1968. Grieve em 1970 construíram um sistema baseado em uma sonda mecânica em forma de estilete. Ambos os sistemas foram baseadas essencialmente em fazer medições ao longo traços paralelos usando um sistema de apalpador convencional. No entanto, o avanço na medição de textura da superfície foi lento até o advento da nova geração de computadores na década em 1980, tornando as medições de área mais práticas em termos de lidar com a grande quantidade de dados envolvidos.
Instrumentos comerciais de medição da textura de superfícies 3D gradualmente tornaram-se disponíveis no início da década de 90. A Somicronic na França e Taylor Hobson no Reino Unido tem desenvolvido sistemas de medição com contato, enquanto que nos Estados Unidos da America (EUA) a empresa Wyko desenvolveu um sistema baseado em interferometria óptica. Esses sistemas pioneiros permitiram uma boa visualização da superfície com um pequeno número de parâmetros estatísticos para quantificar a topografia. As técnicas de instrumentação evoluíram e a instrumentação adota agora uma vasta gama de princípios incluindo o sistema de contato com estilete, a interferometria de fases, a interferometria de luz branca, a microscopia de sonda cromática, as técnicas de luz
estruturada, a microscopia eletrônica de varredura, a microscopia de tunelamento e a microscopia de força atômica (DUHO; Mc CORMICK, 2007).
Segundo Jiang et al, (2007) as comparações entre os diferentes princípios de funcionamento e a capacidade de medição da textura da superfície instrumentação indicam que a amplitude da textura e o comprimento de onda são fatores decisivos na escolha do equipamento de medição da rugosidade. Estes valores de amplitudes e escalas são ilustrados na Figura 15.
Figura 15 - Campo de aplicação dos instrumentos de medição de rugosidade para diferentes princípios de funcionamento.
Fonte: adaptado de JIANG et al, (2007)
Jiang et al, (2007) demonstraram a relação entre a capacidade de funcionamento de um instrumento e suas restrições em relação aos atributos como a resolução e a área de medição. Vorburger et al, (2007) desenvolveram o esquema básico de orientação que hoje serve de guia para a especificação do instrumento na metrologia para as necessidades de medição de textura.
