SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA
INSTITUTO SUPERIOR TUPY
MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ANÁLISE DA USINAGEM DE ROSCAS POR
INTERPOLAÇÃO HELICOIDAL NO FERRO FUNDIDO
VERMICULAR
Rodrigo Avancini Bretas
Joinville
INSTITUTO SUPERIOR TUPY
MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ANÁLISE DA USINAGEM DE ROSCAS POR
INTERPOLAÇÃO HELICOIDAL NO FERRO FUNDIDO
VERMICULAR
Rodrigo Avancini Bretas
Joinville
2009
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.
INTERPOLAÇÃO HELICOIDAL NO FERRO FUNDIDO
VERMICULAR
Rodrigo Avancini Bretas
Banca examinadora constituída pelos Professores:
______________________________________________
Prof. Dr. Adilson José de Oliveira (Orientador)
Instituto Superior Tupy
_______________________________________________
Prof. Dr. Ulisses Borges Souto
Instituto Superior Tupy
________________________________________________
Prof. Dr. Aldo Braghini Júnior
Dedicatória
Este trabalho é dedicado aos meus pais Antônio Carlos e Marlene pelo incentivo, apoio e ensinamentos sobre a vida, e à minha esposa Sandra pela compreensão, paciência e amor incondicional.
Agradecimentos
Ao professor, orientador e amigo Adilson José de Oliveira pelos ensinamentos, fundamentação teórica e principalmente paciência.
Aos laboratoristas Leandro e Wagner pelo apoio em todos os momentos durante os experimentos.
A professora Salete pelos ensinamentos durante o mestrado.
As empresas Schulz e WEG pelo incentivo durante o todo o curso e o desenvolvimento desta pesquisa.
Aos amigos Fernando (ISCAR) e Aldo (OSG) pelas incansáveis conversas sobre este trabalho.
BRETAS, Rodrigo Avancini, Análise da usinagem de roscas por interpolação
helicoidal no ferro fundido vermicular, Joinville,: Sociedade Educacional de Santa Catarina,
Instituto Superior Tupy, 2009. 75 p. Dissertação (Mestrado)
O ferro fundido vermicular apresenta propriedades mecânicas próximas ao do ferro fundido nodular, mas condutividade e expansão térmica similar ao do ferro fundido cinzento. Em função destas propriedades, na indústria automotiva, o ferro fundido vermicular é amplamente utilizado em blocos de motores, cabeçotes e coletores de exaustão. Contudo, o ferro fundido vermicular demonstra uma maior dificuldade de usinagem quando comparado ao cinzento, o que é agravado em operações de roscamento. Existem diferentes ferramentas para usinagem de roscas, tais como machos rígidos, fresas de interpolação e pastilhas de torneamento. Machos rígidos são as principais ferramentas utilizadas na indústria. Entretanto, com a utilização destas ferramentas, a velocidade de corte é limitada pela necessidade de sincronismo entre a rotação e a velocidade de avanço. Uma alternativa a utilização de machos rígidos é o fresamento de roscas por interpolação helicoidal. Dois tipos de ferramentas com insertos intercambiáveis de metal duro são alternativas: múltiplas arestas e de aresta única. O objetivo desta pesquisa é determinar o desempenho de cada tipo de ferramenta na usinagem de roscas no ferro fundido vermicular. Os resultados demonstram que maior vida é alcançada com ferramentas de múltiplas arestas e que o lascamento é a principal avaria que determina o fim de vida da ferramenta.
Palavras-chave: ferro fundido vermicular, roscamento, metal duro, vida de ferramenta, desgaste.
BRETAS, Rodrigo Avancini, Analysis of thread mill using helical interpolation in
compacted graphite iron, Joinville,: Society Education of Santa Catarina, Institute Superior
Tupy, 2009. 75 p. Dissertation (Masters)
The compacted graphite iron shows mechanical properties similar to ductile iron, but thermal conductivity and expansion close to gray iron. Based on these properties, in the automotive industry, the compacted graphite iron is used in cylinder block, cylinder head and exhaust manifold. However, compacted graphite iron has lower machinability when compared to gray iron, which is critical in threading operation. In machining of threads, there are different tools to carry out the process like tap, thread mill and thread turning inserts. Tap is the most widely used tools employed in industry. However, cutting speed using these tools is limited by required synchronism between tool speed rotation and feed velocity. An alternative to use tap tools is thread mill using helical interpolation. Two types of cemented carbide tools with indexable inserts are options: with single cutting edge and with multiple cutting edges. The objective of this work is to determinate the performance in terms of tool life, tool wear and cutting force of each thread mill in the machining of compacted graphite iron. The results demonstrated that the longer tool life was achieved using thread mill with multiple cutting edges and the cutting edge chipping was the main tool failure mode in both tools.
Keywords: compacted graphite iron, threading, cemented carbide tool, tool life, tool wear.
Sumário
1. Introdução ... 1
2. Revisão Bibliográfica ... 3
2.1. Ferro fundido vermicular (Compacted Graphite Iron) ... 3
2.1.1. Microestrutura ... 4
2.1.2. Método de fabricação do CGI ... 5
2.1.3. Influência da forma da grafita na usinagem ... 7
2.1.4. Influência da matriz... 8
2.1.5. Efeito das inclusões na usinagem ... 9
2.2. Usinabilidade do ferro fundido vermicular ... 13
2.3. Roscas ... 15
2.4. Processos de manufatura de roscas ... 17
2.4.1. Processo de roscamento com macho de corte ... 19
2.4.2. Processo de roscamento com fresa múltipla aresta ... 23
2.4.3. Processo de roscamento com fresa único corte ... 29
3. Procedimentos Experimentais ... 31
3.1 Introdução ... 31
3.2 Máquina-ferramenta ... 31
3.3 Ferramentas, porta-ferramentas e mandril ... 32
3.4 Material usinado ... 34
3.5 Avaliação do processo ... 37
3.6 Ensaios de Força de usinagem ... 39
3.8 Planejamento experimental... 41
4 Resultados e Discussões ... 43
4.1 Vida de ferramenta ... 43
4.2 Vida de ferramenta x Custo-benefício ... 47
4.3 Vantagens das ferramentas quando comparado aos machos rígidos ... 48
4.4 Desgaste e avarias de ferramentas ... 49
4.5 Esforços de corte ... 57
5 Conclusões e sugestões para trabalhos futuros ... 69
Lista de Figuras
Figura 1 – Grafita lamelar, nodular e vermicular (adaptado de COLPAERT, 2008)________ 4 Figura 2 – Concentração de magnésio nos ferros fundidos. Transição abrupta entre o cinzento e o vermicular (DAWSON, 1999) __________________________________________ 6 Figura 3 – (a) Propagação de trincas na grafita lamelar (ferro fundido cinzento), (b) propagação de trincas na grafita compacta (ferro fundido vermicular) (GEORGIOU, 2002 apud ANDRADE, 2005) _____________________________________________ 7 Figura 4 – Influência da forma da grafita na vida da ferramenta no torneamento com PCBN (vc = 800 m/min) (DAWSON et al. 2001) ____________________________________ 8
Figura 5 – Redução da vida de brocas HSS com o aumento da quantidade de Fe3C na fase de
perlita (MOCELLIN et al. 2004) ___________________________________________ 9 Figura 6 – (a) Presença de MnS2 como camada protetora da ferramenta na usinagem do ferro
fundido cinzento; (b) ausência de camada de MnS na usinagem do ferro fundido vermicular (ABELE, SAHM e SCHULZ, 2002) ______________________________ 10 Figura 7 – Inclusões de carbonitreto de titânio (GEORGIOU, 2001) __________________ 11 Figura 8 – Vida da ferramenta em função do teor de titânio no CGI (DAWSON et al. 2001) 12 Figura 9– Comparação de vida da ferramenta de MD na usinagem de ferro fundido cinzento e vermicular com o tempo de corte (BAGETTI, 2009) __________________________ 14 Figura 10- Comportamento do desgaste da ferramenta de metal duro no vermicular (BAGETTI, 2009) _____________________________________________________ 14 Figura 11 - Resultados de testes de fresamento em CGI (com baixa e alta proporção de perlita) e ferro fundido cinzento (Mocellin, 2002) _____________________________ 15 Figura 12– Perfil Básico de uma rosca (OBERG, 2002) ____________________________ 16 Figura 13 – Roscas laminada e usinada (adaptado de TITEX, 1999) __________________ 18 Figura 14 – Imagem de rosca laminada / rosca usinada (AGAPIOU, 1994) _____________ 18 Figura 15 – Principais processos de usinagem de roscas internas. (adaptado de FERRARESI, 1995) ________________________________________________________________ 19
Figura 16 - Detalhamento do roscamento interno com macho de corte (MOTA, 2006) ____ 20 Figura 17 - Comportamento durante o ciclo de roscamento – movimentos de rotação e translação (adaptado de AHN et al. 2003) ___________________________________ 20 Figura 18 – Efeito dos erros de sincronização na rosca M3 (adaptado de AHN et al. 2003)_ 21 Figura 19 – Saída de rosca interna (adaptado de ABNT NBR 5870, 1988)______________ 22 Figura 20 – Ferramentas de fresamento de roscas (adaptado de Araujo et al., 2004) ______ 23 Figura 21 - Fabricação de roscas através do processo de fresamento (adaptado de SMITH, 2008). _______________________________________________________________ 24 Figura 22 – Usinagem de rosca interna e externa com fresa por interpolação (SMITH, 2008)
____________________________________________________________________ 25 Figura 23 – Seqüência esquemática de usinagem com ferramenta para furar, chanfrar e roscar (adaptado de GRZESIK, 2008) ___________________________________________ 26 Figura 24 - Seqüência esquemática de usinagem com ferramenta para furar, chanfrar e roscar (adaptado de GRZESIK, 2008) ___________________________________________ 27 Figura 25 – Posicionamento da ferramenta de fresar roscas (SMITH, 2008) ____________ 28 Figura 26 – Ferramenta de aresta única (RICHTER, 2003) __________________________ 29 Figura 27 – Intersecção de roscas usinadas por ferramentas de aresta única (RICHTER, 2003)
____________________________________________________________________ 30 Figura 28 - Centro de usinagem vertical Feeler FV-600 ____________________________ 32 Figura 29 – Insertos e porta-ferramenta utilizados nos experimentos (adaptado de ISCAR, 2009) ________________________________________________________________ 33 Figura 30 – Montagem das ferramentas e porta-ferramenta no mandril ________________ 34 Figura 31 - Dimensionamento dos corpos-de-prova utilizados nos ensaios _____________ 35 Figura 32 – Microestrutura do ferro fundido vermicular ____________________________ 36 Figura 33 – Rosca cortada no centro para verificar interferência do calibrador __________ 38 Figura 34 – Montagem do sistema de aquisição dos esforços de corte _________________ 39
Figura 35 – Sistema de fixação de corpos-de-prova nos experimentos _________________ 40 Figura 36 - Vida útil em função do tipo da ferramenta e velocidade de corte ____________ 43 Figura 37- Diagrama de pareto de influência dos fatores na vida da ferramenta __________ 44 Figura 38– Presença de partículas duras na microestrutura do ferro fundido vermicular ___ 46 Figura 39 – Superfície de folga da ferramenta múltiplas arestas com vc = 85 m/min. ______ 50
Figura 40 - Superfície de folga da ferramenta múltiplas arestas com vc = 100 m/min. _____ 53
Figura 41 – Superfície de folga da ferramenta de aresta única com vc = 85 m/min. _______ 54
Figura 42 – Superfície de saída da ferramenta de aresta única com vc = 85 m/min. _______ 55
Figura 43 - Superfície de folga da ferramenta de aresta única com vc = 100 m/min. _______ 56
Figura 44 - Superfície de saída da ferramenta de aresta única com vc = 100 m/min. ______ 56
Figura 45 – Orientação das componentes de força em relação ao corpo-de-prova ________ 58 Figura 46 – Forças medidas para ferramenta de aresta única com vc = 85 m/min _________ 59
Figura 47 – Instantes da primeira volta da ferramenta de aresta única _________________ 60 Figura 48 – Componentes da força de usinagem com ferramenta de aresta única com vc = 85
m/min (Detalhe “A” da Figura 46) _________________________________________ 61 Figura 49 – Forças medidas para ferramenta de múltiplas arestas com vc = 85 m/min _____ 63
Figura 50 – Componentes da força de usinagem com ferramenta de múltipla aresta com vc =
85 m/min (Detalhe “A” da Figura 49) ______________________________________ 64 Figura 51 – Comparação entre ferramentas na componente z com vc = 85 m/min. ________ 65
Figura 52 – Comparação de forças de corte simulado e experimentado (adaptado de ARAUJO et al., 2005). __________________________________________________________ 66 Figura 53 – Comparativo de forças de usinagem entre ferramentas e velocidade de corte __ 67
Lista de Tabelas
Tabela 1 – Propriedades mecânicas dos ferros fundidos (SINTERCAST, 2001) ... 5
Tabela 2 - Composição química do material utilizado nos corpos-de-prova ... 37
Tabela 3 – Dimensões do calibrador e da rosca (M16 x 1,5 mm – classe 6H) ... 37
Lista de Equações
1.
Introdução
Uma grande parcela das falhas em componentes mecânicos pode ser atribuída à fadiga do material, o que não é causada pela insuficiente resistência mecânica, mas sim pela iniciação de trincas devido à falta de plasticidade, particularmente em elevadas temperaturas. No ferro fundido cinzento, normalmente o alongamento é menor do que 1 %, o que em algumas aplicações não é suficiente. A substituição do ferro fundido cinzento por um material de maior resistência mecânica, ductilidade e tenacidade, como o ferro fundido nodular nem sempre é possível em função da pior fundibilidade, menor condutividade térmica e maior módulo de elasticidade. Na maioria dos casos, o ferro fundido vermicular pode preencher o espaço entre estes dois materiais. As propriedades mecânicas do ferro fundido vermicular são próximas às do ferro fundido nodular enquanto as propriedades físicas (alongamento, condutividade térmica) e propriedades em elevadas temperaturas (fadiga térmica, choques térmicos) são próximas às do ferro fundido cinzento (STEFANESCU, 1988).
Conforme Dawson et al. (2001), o ferro fundido vermicular demonstra um aumento de 75% na resistência à tração, 40% no módulo de elasticidade e aproximadamente o dobro da fadiga térmica quando comparado com o ferro fundido cinzento e o alumínio. Estas são características imprescindíveis para atender à concepção dos motores de combustão de alto desempenho. Contudo, grandes dificuldades têm sido notadas durante a usinagem de componentes em ferro fundido vermicular. Comparando com o ferro fundido cinzento, estudos mostraram reduções de até 50% na vida de ferramentas além de elevada dispersão nos resultados (MOCELLIN, 2002 e REITER et al. 2006).
Em blocos, cabeçotes de motores e demais componentes, as roscas são a solução de fixação mais utilizada (OBERG, 2002). Dentre os processos de roscamento na indústria automobilística, a usinagem com machos rígidos é um dos mais utilizados. De acordo com Ahn et al. (2003) e Stephenson e Agapiou (1996), a deficiência na sincronização dos movimentos entre ferramenta e peça, é uma das principais causas para as baixas velocidades de corte no roscamento utilizando machos. Além disso, problemas como extração de cavacos, alto custo do processo devido às ferramentas, fixações dedicadas e risco de perda da peça fabricada devido à quebra da ferramenta geram um alto valor agregado ao processo (BEZERRA, 2003).
Uma opção é a usinagem de roscas por interpolação helicoidal utilizando ferramentas de fresamento. Grzesik (2008) afirma que esta é uma alternativa para o aumento da velocidade
de corte no processo. Avanços tecnológicos nesta área permitem a usinagem de roscas com tolerâncias mais estreitas, além de redução do tempo de ciclo, a redução de tempos de retrabalho e peças sucateadas devido à quebra de machos dentro da rosca.
O objetivo deste trabalho é determinar o desempenho de ferramentas de múltiplas arestas e aresta única na usinagem de roscas em ferro fundido vermicular como alternativa ao processo convencional de roscamento utilizando machos rígidos. Nos processos com machos rígidos, a velocidade de corte e o avanço dependem do tamanho da rosca a ser usinada, e principalmente do passo. Estas são algumas das dificuldades encontradas para incrementos nestes parâmetros de corte. Entretanto, com o processo de usinagem de roscas por interpolação helicoidal, os parâmetros descritos são independentes do tamanho da rosca e passo a ser usinado, gerando maior flexibilidade no processo, principalmente durante a usinagem de roscas em matérias com maiores dificuldades de usinagem.
Como objetivos específicos, tem-se:
- determinar a influência da velocidade de corte na vida da ferramenta;
- determinar a influência do tipo da ferramenta na quantidade de roscas usinadas; - determinar o principal mecanismo de desgaste e/ou avaria predominante no processo; - determinar o comportamento da força de usinagem para cada tipo de ferramenta.
2.
Revisão Bibliográfica
A revisão bibliográfica tem o objetivo de abordar os pontos relevantes da usinagem do ferro fundido vermicular, técnicas de usinagem de roscas com fresas interpoladoras (corte interrompido) e machos rígidos (corte contínuo), dando suporte para o entendimento dos fenômenos que serão discutidos nos tópicos posteriores.
2.1.Ferro fundido vermicular (Compacted Graphite Iron)
O ferro fundido é uma liga ternária de ferro, carbono e silício com teor de carbono superior a 2%, podendo ser caracterizado na forma livre de grafita ou como carboneto de ferro (Fe3C). Elementos como manganês, fósforo, cobre, níquel, molibdênio, cromo, entre outros,
podem ser acrescentados para mudar suas propriedades (CHIAVERINI, 1986).
O ferro fundido vermicular (CGI) possui módulo de elasticidade entre 35-40%, resistência à tração de no mínimo 75% e resistência ao desgaste maior que o ferro fundido cinzento (GUESSER; SCHROEDER; DAWSON, 2001). Com estas propriedades, o CGI é utilizado na fabricação de moldes de lingotes, cabeçotes e blocos de motores de combustão, coletores e discos de freio, entre outros componentes (STEFANESCU, 1988). Estas características importantes do ferro fundido vermicular propiciaram a otimização dos processos de fabricação de blocos e cabeçotes de motores, como por exemplo, a redução de espessuras, redução de fraturas frágeis, maior resistência mecânica, menor profundidade das roscas, entre outros.
Ao se comparar o CGI com ligas de alumínio, Guesser; Schroeder; Dawson (2001) afirmam que o CGI possui o dobro da resistência mecânica e limite de fadiga mecânica três vezes maior que o alumínio. Essas propriedades permitem consideráveis reduções de massa atendendo às pressões necessárias para um bom desempenho de motores diesel com injeção eletrônica.
No entanto, o CGI mostra desvantagens para os processos de fundição e usinagem. As propriedades anteriormente descritas promovem aumentos consideráveis no desgaste da ferramenta em operações de usinagem. Durante operações de fresamento, caracterizadas por corte interrompido, a vida útil da ferramenta na usinagem do CGI é aproximadamente a metade da vida da mesma ferramenta na usinagem do ferro fundido cinzento (DAWSON, 1999). Nos processos de fundição, a aplicação do ferro fundido vermicular para altos volumes de produção em componentes complexos requer uma estreita especificação microestrutural, restringindo a utilização de titânio devido às dificuldades promovidas na usinagem
(DAWSON e SCHROEDER, 2004). Como descrito anteriormente, as propriedades mencionadas podem variar em função da microestrutura e a melhor compreensão destes fenômenos poderá suportar a usinagem do ferro fundido vermicular.
2.1.1.Microestrutura
Um dos fatores mais importantes na caracterização entre as propriedades do ferro fundido é a diferença na morfologia da grafita (WARRICK et al., 1999). Com o objetivo de facilitar a visualização desta diferença, a Figura 1 mostra imagens utilizando técnicas de reconstrução tridimensional da grafita com imagens obtidas através de Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV).
Figura 1 – Grafita lamelar, nodular e vermicular (adaptado de COLPAERT, 2008)
Conforme a Figura 1, no ferro fundido cinzento, a grafita está presente na forma lamelar, distribuídas aleatoriamente. As lamelas de grafita funcionam como entalhes internos e resultam em um material com praticamente nenhum alongamento e resistência à tração muito baixa. No entanto, benefícios como excelente capacidade de amortecimento e boa usinabilidade são notados. No ferro fundido nodular (ou dúctil), a grafita apresenta-se sob a forma esférica ou conhecida como nódulos (WARRICK et al., 1999). Já no ferro fundido
vermicular, a grafita de forma alongada e extremidades arredondadas, o que segundo Colpaert (2008) e Guesser; Duran; Krause (2004), inibe a iniciação e crescimento das trincas, aumentando significativamente a resistência à tração, ductilidade, resistência mecânica e rigidez do ferro fundido vermicular quando comparado ao ferro fundido cinzento. Contudo, quando comparado ao ferro fundido nodular, o CGI ainda apresenta valores inferiores nas mesmas propriedades.
A Tabela 1 compara as principais propriedades mecânicas dos ferros fundidos cinzento vermicular e nodular.
Tabela 1 – Propriedades mecânicas dos ferros fundidos (SINTERCAST, 2001)
Nota-se que das propriedades mostradas na Tabela 1, apenas a condutividade térmica do ferro fundido vermicular se aproxima dos níveis do ferro fundido cinzento. As demais propriedades são próximas as do ferro fundido nodular. Conforme afirma Colpaert (2008), isto promove na liga, ductilidade, resistência mecânica e resistência à tração para suportar o regime de trabalho submetido.
A microestrutura do CGI, conforme Dawson e Schroeder (2004), pode ser especificada com elevada variação nas propriedades. Na fabricação de cabeçotes e blocos de motores normalmente utiliza-se matriz perlítica ou uma matriz intermediária ferrítica-perlítica, dentro do intervalo de 60-80% de perlita com o objetivo de aumentar a rigidez dos blocos e cabeçotes e conseqüentemente obter a redução de massa.
2.1.2.Método de fabricação do CGI
A fabricação do ferro fundido vermicular classifica-se como um processo intermediário quando comparado aos processos de obtenção do ferro fundido cinzento e o nodular. Para sua fabricação são utilizados basicamente dois métodos. O primeiro é caracterizado pela adição de
elementos nodularizantes como o magnésio na liga de ferro fundido, em concentrações entre 0,010% a 0,012%, que são insuficientes para formar ferro fundido nodular. O segundo método utiliza elementos nodularizantes suficientes para formar ferro nodular e, ao mesmo tempo, elementos anti-nodularizantes, como o titânio, respeitando a faixa entre 0,1 e 0,2%.
O primeiro método exige um rigoroso controle da solidificação da liga na qual o magnésio é adicionado em uma quantidade insuficiente para formar a grafita nodular. Este processo exige grande habilidade para medir o comportamento do metal líquido após a adição do magnésio, com interferência no processo anterior ao vazamento. Como este método não utiliza titânio, as dificuldades notadas durante a usinagem das peças são menores se comparado ao segundo método, descrito a seguir (GUESSER; SCHROEDER; DAWSON, 2001).
No segundo método, o magnésio impede o crescimento da grafita lamelar e o titânio suprime a formação de grafita nodular. Desvantagens resultantes da adição destes elementos resultam na precipitação de carboneto de titânio e inclusões de carbonitretos extremamente duros, o que dificulta a usinabilidade do material (GUESSER; SCHROEDER; DAWSON, 2001). Outro problema a ser considerado refere-se à estreita faixa de magnésio a ser adicionado na liga com o objetivo de formar a grafita compacta. Embora a quantidade de magnésio seja diferente para cada tipo de ferro fundido, conforme mostrado na Figura 2, variações elevadas nos índices de oxigênio e ou enxofre consumirão o magnésio ativo.
Figura 2 – Concentração de magnésio nos ferros fundidos. Transição abrupta entre o cinzento e o vermicular (DAWSON, 1999)
Além disso, outros fatores como a forma da grafita e da perlita interferem na usinabilidade do CGI. A principal conseqüência é a redução de vida da ferramenta que está associada a dois fatores básicos: aumento da resistência mecânica e ausência de sulfeto de manganês em sua microestrutura, o qual atua como lubrificante sólido na usinagem.
2.1.3.Influência da forma da grafita na usinagem
Para os ferros fundidos, características como a forma da grafita, tamanho e quantidade, normalmente são mais importantes para a usinagem do que a composição química. Enquanto as grafitas lamelares, presentes no ferro fundido cinzento, promovem o início das fraturas e sua propagação, tornando-o frágil, a morfologia da grafita no ferro fundido vermicular impossibilita a clivagem e a propagação de trincas, contribuindo para alterações na forma de ruptura dos cavacos (GUESSER; DURAN; KRAUSE, 2004).
No ferro fundido vermicular, a forma da grafita promove uma melhor integração com a matriz metálica e dificulta a propagação de trincas. A Figura 3 mostra esta condição, na qual a estrutura do vermicular não é propícia a propagação de trincas como no caso da estrutura do ferro fundido cinzento. Isto promove uma mudança das características de frágil para dúctil (GEORGIOU, 2002 apud ANDRADE, 2005).
Figura 3 – (a) Propagação de trincas na grafita lamelar (ferro fundido cinzento), (b) propagação de trincas na grafita compacta (ferro fundido vermicular) (GEORGIOU,
2002 apud ANDRADE, 2005)
No processo de torneamento utilizando ferramentas com insertos de PCBN, Dawson et al. (2001) mostram a redução de vida útil da ferramenta com o aumento da quantidade de grafita vermicular. A Figura 4 mostra a influência da forma da grafita na vida das ferramentas de corte, comparando grafita vermicular (CGI), lamelar (GG25) e nodular (85% GGG).
Figura 4 – Influência da forma da grafita na vida da ferramenta no torneamento com PCBN (vc = 800 m/min) (DAWSON et al. 2001)
2.1.4.Influência da matriz
A quantidade de perlita na matriz do ferro fundido influencia diretamente a usinabilidade do material. Dawson et al. (2001) estudaram os processos de corte contínuo (torneamento) e corte interrompido (fresamento) com variações de 50 a 95% de perlita na matriz do ferro fundido vermicular. Os resultados mostraram que a vida útil da ferramenta no fresamento é maior com o aumento do conteúdo de perlita. Uma das hipóteses é baseada nos elementos perlitizantes, os quais propiciam boa deformação, fácil clivagem e formação de cavacos em cortes interrompidos. Contudo no torneamento, a vida útil da ferramenta foi menor com o aumento do conteúdo de perlita, mostrando que elementos perlitizantes de alta liga são muito duros e abrasivos para operações de corte contínuo, o que mudou as propriedades do processo de usinagem.
Outro elemento importante trata-se da quantidade de cementita presente na perlita que pode ser controlada pelo tempo de desmoldagem e de resfriamento do material. Mocellin (2002) estudou a influencia das variações destes elementos na usinagem do ferro fundido vermicular com ensaios de furação. Diferentes tempos de desmoldagem, de 20 a 120 minutos, foram testados e determinou-se que para tempos de desmoldagem maiores, a usinabilidade do ferro fundido vermicular era melhor do que para materiais com tempos de desmoldagem menores. Isto ocorreu devido à formação de perlita com lamelas de Fe3C mais estreitas, isto é,
menor quantidade de cementita na perlita em tempos de desmoldagem maiores. A cementita (ou Fe3C) é definida como um constituinte duro e de baixa usinabilidade. A Figura 5 relaciona
a variação do teor de cementita com a vida da ferramenta no processo de furação em ferro fundido cinzento.
Figura 5 – Redução da vida de brocas HSS com o aumento da quantidade de Fe3C na
fase de perlita (MOCELLIN et al. 2004)
Conforme a Figura 5, nota-se que o teor da cementita na perlita tem grande influência como mostrado anteriormente. A redução da vida de ferramenta nos ensaios realizados por Mocellin et al. (2004) mostram que, além disso, a variação da velocidade de corte possui pouca influência na vida da ferramenta.
2.1.5.Efeito das inclusões na usinagem
Dawson et al. (2001) identificaram como principais variáveis na usinabilidade do ferro fundido vermicular as características morfológicas da grafita e os efeitos de elementos químicos como Si, S, Ti, Cr na forma de inclusões. Alguns desses elementos são imprescindíveis na produção do ferro fundido vermicular, conforme descrito a seguir.
2.1.5.1.Enxofre (S)
Conforme Abele, Sahm e Schulz (2002), a principal diferença entre o ferro fundido vermicular e o cinzento, além da forma da grafita, está o teor de enxofre que fica entre 0,08 a 0,12% em massa no ferro fundido cinzento. Contudo, as partículas de grafita compacta somente atingem estabilidade com teores de oxigênio e enxofre da ordem de 0,005 a 0,025%. No ferro fundido cinzento, o enxofre reage com o manganês formando inclusões de sulfeto de manganês (MnS), as quais, normalmente são inferiores a 10 µm. Estas inclusões são macias e flexíveis, podendo lubrificar a aresta de corte da ferramenta através da formação de uma
camada protetora. A Figura 6(a) mostra a camada de MnS formada em um inserto de CBN quando usinado o ferro fundido cinzento em operações de torneamento, enquanto a Figura 6(b) mostra a mesma ferramenta porém, na usinagem do ferro fundido vermicular.
Figura 6 – (a) Presença de MnS2 como camada protetora da ferramenta na usinagem do
ferro fundido cinzento; (b) ausência de camada de MnS na usinagem do ferro fundido vermicular (ABELE, SAHM e SCHULZ, 2002)
No entanto, no ferro fundido vermicular a situação é diferente, pois além de possuir apenas 10% do teor de enxofre do cinzento, o magnésio é utilizado na formação das grafitas compactas, possuindo maior afinidade química com o enxofre (ABELE, SAHM e SCHULZ, 2002). Isto impossibilita a formação da camada protetora na superfície da ferramenta, o que acelera o desgaste ou até mesmo a quebra da ferramenta de corte, como pode ser notado na Figura 6(b). Com isto, mostra-se que a camada de MnS é um dos fatores responsáveis pela diferença no desempenho das ferramentas de corte durante a usinagem dos materiais citados. Mocellin et al. (2004) estudaram a influência do sulfeto de manganês na usinabilidade do ferro fundido maleável em operações de corte contínuo e demonstrou-se que as forças de corte diminuem em até 30% para velocidades de corte entre 140 e 250 m/min com o aumento da percentagem de MnS.
2.1.5.2.Silício (Si)
Conforme Dawson et al. (2001), o silício é um elemento que auxilia na formação de ferrita. Além disso, o silício pode facilitar a usinabilidade do material quando apresenta concentração de até 3% na estrutura. Contudo, percentuais acima deste valor tendem a endurecer a ferrita por solução sólida, o que provoca redução de vida útil das ferramentas. A concentração de silício no CGI fica entre 2,0 a 2,4%. Durante o torneamento de barras de CGI com teor de 3% de silício, Dawson et al. (2001) verificaram que a vida da ferramenta mostrou-se maior quando comparada às vidas obtidas no torneamento de barras contendo 4% de silício.
2.1.5.3.Titânio (Ti)
Como descrito anteriormente, um dos métodos de obtenção do ferro fundido vermicular utiliza o titânio como elemento anti-nodularizante, o qual impede a formação da grafita nodular. Neste processo, o teor de titânio presente varia entre 0,10 a 0,20%. Concentrações de titânio em torno de 0,10% promovem reações com outros elementos como o carbono e o nitrogênio do ferro líquido, podendo formar inclusões de carboneto e nitreto de titânio (Dawson et al. 2001).
A Figura 7 mostra inclusões de carbonetos de titânio, os quais podem formar grandes aglomerados de forma cúbica, aumentando significativamente a dificuldade de usinagem em função do desgaste da ferramenta por abrasão (DAWSON e SCHROEDER, 2004).
Figura 7 – Inclusões de carbonitreto de titânio (GEORGIOU, 2001)
Conforme afirmam Dawson et al. (2001), cada adição de 0,10% de titânio promove a formação de mais de 1000 inclusões de carbonetos e nitretos em uma área usinada de 1 mm2. O efeito do titânio na usinabilidade foi estudado por Dawson et al. (2001) em ensaios de torneamento no ferro fundido vermicular com velocidades de corte de 150 e 250 m/min. Como os resultados de vida de ferramenta com o aumento da % de titânio são descritos na Figura 8.
Figura 8 – Vida da ferramenta em função do teor de titânio no CGI (DAWSON et al. 2001)
Nota-se na Figura 8 que para ambas as velocidades de corte utilizadas na pesquisa, percentuais de titânio acima de 0,05% fazem com que a vida útil da ferramenta utilizada decresça de forma repentina.
Segundo Dawson et al. (2001), é comum encontrar inclusões não-metálicas em todos os metais fundidos, podendo atingir tamanhos entre 0,1 a 10 µm, na forma de nitretos e ou carbonetos de titânio. Quantidades de titânio como a citada podem ser toleradas em componentes com poucas operações de usinagem, como é o caso de coletores de exaustão. Todavia controles mais eficientes mostram melhores resultados onde há grande quantidade de operações de usinagem, como é o caso de blocos de motores. Um melhor controle do nível de titânio adicionado na matriz, neste caso, é de extrema importância para os processos de usinagem destas entidades. Ainda assim, a presença destes carbonetos e nitretos de titânio dificultam a usinagem do material. Uma análise da Figura 8 mostra que com o aumento na porcentagem de Titânio de 0,1 a 0,2 %, percebe-se uma redução da vida da ferramenta em mais de 50 %.
2.1.5.4.Cromo (Cr)
O elemento cromo (Cr) é adicionado no ferro fundido vermicular através de sucata de aço ou como liga, para obtenção de maior resistência em altas temperaturas. O cromo possui fácil segregação a formação de carbonetos, principalmente nas últimas regiões em
solidificação. Além disso, é um potente perlitizante, se comparado ao manganês, pois o aumento do seu teor facilita a formação da perlita fina, a qual se mostra de difícil usinabilidade. A redução de 0,18 para 0,10% do teor de cromo no ferro fundido vermicular propicia aumento de aproximadamente 40% da vida da ferramenta (DAWSON et al. 2001).
2.2.Usinabilidade do ferro fundido vermicular
De acordo com Machado e Silva (2004) e Trent e Wright (2000), dentre os muitos conceitos de usinabilidade, esta pode ser considerada como a maneira que o material se comporta durante a usinagem. Portanto, a usinabilidade trata-se de uma grandeza que indica o nível de dificuldade durante a usinagem de determinado material. Forças de usinagem, vida de ferramenta, taxa de desgaste entre outras variáveis que podem ser consideradas como usinabilidade.
Segundo Abele, Sahm e Schulz (2002), o CGI é 33% mais abrasivo e 15% mais adesivo que o ferro fundido cinzento. Entretanto os resultados deste trabalho foram realizados utilizando o ensaio pino sobre disco, e assim, sua correlação com a usinagem não é direta, contudo é um indicador da maior dificuldade de usinagem do ferro fundido vermicular. Dawson e Schroeder (2004) afirmam que com resistência à tração de 75% maior e rigidez de aproximadamente 45% superior ao ferro fundido cinzento, torna-se evidente que o ferro fundido vermicular é mais difícil para usinar.
Bagetti (2009) estudou o comportamento de ferramentas de metal duro e de cerâmica no fresamento de ferro fundido cinzento e vermicular. A Figura 9 mostra os valores que representam a média de duas repetições para cada material usinado. O critério de fim de vida dos insertos utilizado foi VBMáx = 0,3 mm.
Figura 9– Comparação de vida da ferramenta de MD na usinagem de ferro fundido cinzento e vermicular com o tempo de corte (BAGETTI, 2009)
Conforme descrito na Figura 9, durante a usinagem do ferro fundido vermicular, a vida da ferramenta foi de 1,6 vezes menor que na usinagem do ferro fundido cinzento. Isto mostra a menor usinabilidade do ferro fundido. Além disso, como pode ser verificado na Figura 10 nota-se grande dispersão entre os valores de vida de ferramenta obtidos nas repetições para o ferro fundido vermicular. O de-prova 1 é representado pela curva (ensaio 1) e o corpo-de-prova 2 pela curva (ensaio 2).
Figura 10- Comportamento do desgaste da ferramenta de metal duro no vermicular (BAGETTI, 2009)
Conforme a Figura 10, os resultados de vida de ferramenta são de 43,2 min e 71 min, para os ensaios 1 e 2, ou seja, uma diferença de 64%. Bagetti (2009) atribui esta diferença de a presença de carbonetos de silício (SiC) proveniente da areia de fundição e outros carbonetos e nitretos duros, como o de titânio presentes no corpo-de-prova.
Mocellin (2002) também estudou operações de fresamento em ferro fundido cinzento e vermicular com baixa e alta proporção de perlita. Ferramentas de CBN, cerâmica e metal duro
apresentaram vida útil em torno de 50% menor que as ferramentas que usinaram o ferro fundido cinzento.
Figura 11 - Resultados de testes de fresamento em CGI (com baixa e alta proporção de perlita) e ferro fundido cinzento (Mocellin, 2002)
Conforme a Figura 11, notou-se que com o aumento na quantidade de perlita no ferro fundido vermicular, os valores de vida da ferramenta também cresceram proporcionalmente.
2.3.Roscas
As roscas são superfícies compostas, gerada por um ou mais perfis e quando todos os seus pontos descrevem hélices com passo constante ou variável (NBR 5876, 1988). Conforme a ABNT CB 206 (1991), as roscas são classificadas como roscas para fixação e roscas para transmissão de movimentos. Roscas de fixação têm o objetivo de prender dois ou mais elementos entre si. Este grupo de roscas é utilizado, como por exemplo, em porcas, parafusos e hastes roscadas. Do outro lado, as roscas de transmissão de movimentos são utilizadas com o objetivo de transmitir potência e movimentos, transformando-os de giratórios para lineares. Exemplos destas aplicações são, por exemplo, fusos de tornos, fusos de esferas, roscas sem fim (STEMMER, 1995).
Existem diferentes tipos de perfis de dentes nas roscas, entre elas: métrica normal, métrica cônica, whitworth, gás, trapezoidal, dente de serra, edson, etc. Entre as roscas mais utilizadas em elementos de fixação, pode-se citar a rosca de secção triangular métrica (60º) ou whitworth (55º) em função do maior atrito promovido no contato do conjunto (NIEMANN,
2002 e OBERG, 2002). Além dos diferentes tipos de perfis de dentes, as roscas em furos são designadas como roscas internas, e quando são construídas em eixos, são descritas como roscas externas. Outra variável na construção das roscas é o seu sentido. Dependendo da aplicação, uma rosca poderá ter sentido direito ou esquerdo dos filetes. Em elementos de fixação, geralmente utiliza-se roscas de sentido direito. Entretanto, as roscas de sentido esquerdo são utilizadas em peças que giram, pois neste caso não há possibilidade de soltura dos elementos de fixação (NBR 5876, 1988).
O objetivo deste item é discorrer sobre as características geométricas das roscas internas triangulares métricas, utilizadas principalmente na indústria automobilística,e detalhar os diferentes processos de manufatura destas roscas, que é o foco desta pesquisa.
A Figura 12 mostra as principais dimensões do perfil básico de uma rosca. Dentre elas, destaca-se a altura da rosca (ha), altura da rosca básica (ht), o diâmetro maior da rosca (Dm), o
diâmetro menor da rosca (Du), o passo (P) e o diâmetro efetivo (Dp).
Figura 12– Perfil Básico de uma rosca (OBERG, 2002)
Caso estas dimensões encontrarem-se fora do especificado, o ajuste de fixação ou a transmissão de movimentos entre rosca interna e externa estará comprometido (AGAPIOU, 1994). Além disso, as roscas ainda possuem um sistema de tolerâncias, baseado nos padrões ISO. Com isto, são determinados os limites dimensionais e o ajuste requerido durante a montagem das roscas de acordo com a aplicação (OBERG, 2002).
2.4.Processos de manufatura de roscas
A operação de roscamento é definida como o processo destinado á geração de filetes, por meio da abertura de sulcos helicoidais de passo constante, em superfícies cilíndricas, cônicas de revolução e ou prismáticas (FERRARESI, 1995).
As roscas podem ser fabricadas em uma grande variedade de processos, dentre eles, usinagem, conformação, fundição e injeção. Segundo Stemmer (1995), os principais processos de manufatura de roscas internas na indústria automobilística são: a usinagem e a conformação. A escolha do melhor processo, conforme Stephenson e Agapiou (1996), está diretamente relacionada com o grau de precisão dimensional especificado, tipo de material a ser roscado, aplicação da rosca (fixação ou transmissão de movimentos), geometria da peça, entre outros fatores. Além disso, dentre estes processos, uma série de alternativas possibilita a manufatura das roscas:
• Torneamento e/ou fresamento com ferramenta simples ou múltipla; • Usinagem com ferramentas rígidas (machos e/ou cossinetes);
• Usinagem com cabeçotes automáticos, pentes radiais, tangenciais ou circulares; • Ferramentas laminadoras.
Nos processos de manufatura de roscas internas, segundo Stephenson e Agapiou (1996), a fabricação pode ser realizada por diferentes ferramentas. Entretanto, todas as opções necessitam de uma operação prévia de furação. A ferramenta pode cortar ou deformar plasticamente o material do furo, formando os filetes da rosca. A alternativa de laminar a rosca em furos é aplicada em materiais dúcteis, como aços de fácil usinagem, aços de baixa liga, ligas de alumínio, etc. Para materiais frágeis, como é o caso do ferro fundido, a opção da laminação não é aplicada e, nestes casos, utilizam-se as opções de usinagem com machos rígidos, fresas ou pentes radiais. A Figura 13 mostra características geométricas das roscas laminadas e roscas usinadas.
Figura 13 – Roscas laminada e usinada (adaptado de TITEX, 1999)
Conforme ilustrado na Figura 13, a principal diferença entre a rosca laminada e usinada é a alta resistência mecânica nos filetes conformados pelo processo de laminação, o que é mostrado na orientação das fibras do material. A não geração de cavacos e a alta durabilidade da ferramenta também são vantagens do processo de laminação a serem consideradas. Agapiou (1994) comparou os dois processos de fabricação em liga de alumínio, conforme mostrado na Figura 14.
Figura 14 – Imagem de rosca laminada / rosca usinada (AGAPIOU, 1994)
Um dos problemas do processo de laminação refere-se ao controle do diâmetro do pré-furo. Variações nesta dimensão poderão gerar a incorreta formação dos filetes, o que comprometerá a resistência mecânica da rosca. Contudo, no processo de roscamento com macho rígido, a situação não é diferente. Conforme Müller e Soto (1999), um controle não efetivo no diâmetro do pré-furo pode além de acelerar desgaste da aresta de corte da ferramenta, causar a quebra e a má formação dos filetes. Este fato promove roscas com dimensões fora do especificado e, por conseqüência, o comprometimento da resistência mecânica do conjunto de fixação.
Figura 15 – Principais processos de usinagem de roscas internas. (adaptado de FERRARESI, 1995)
Quanto aos processos de fabricação de roscas internas por usinagem, Stephenson e Agapiou (1996) e Koelsch (2002) afirmam que os processos mais conhecidos utilizam ferramentas de aresta única de corte, múltipla aresta, fresas integrais e machos rígidos. Além do material da peca, outros aspectos devem ser considerados, como por exemplo, a tolerância dimensional da rosca, a geometria da peça e, principalmente, o diâmetro da rosca. Coelho et al. (2006) afirmam que para diâmetros de roscas menores que 15 mm, o processo utilizando machos de corte é amplamente utilizado. No entanto, Stephenson e Agapiou (1996) descrevem que o roscamento com machos de corte é utilizado para diâmetros menores que 40 mm. Já a usinagem de roscas com fresas, ferramentas de aresta única ou múltipla aresta através de processos de interpolação helicoidal são principalmente utilizados para grandes bitolas de roscas, na sua maioria para diâmetros maiores que 30 mm.
2.4.1.Processo de roscamento com macho de corte
Conforme Koelsch (2002) e Müller e Soto (1999), o processo de roscamento utilizando machos de corte é um dos mais utilizados para a fabricação de roscas internas na indústria. O roscamento interno com machos de corte é classificado como um processo de corte contínuo, e além disso, geralmente está entre as últimas operações do produto manufaturado, o que resulta em uma operação no componente com alto valor agregado.
Bezerra (2003), Mota (2007) e Reis et al. (2005) afirmam que este é um processo de alto grau de complexidade devido à necessidade de sincronismo entre os movimentos de rotação e avanço na ferramenta. Os principais movimentos que definem o processo de roscamento com machos são divididos em dois estágios distintos: o corte e o retorno. A Figura 16 representa os movimentos de rotação e avanço com a utilização de um macho rígido.
Figura 16 - Detalhamento do roscamento interno com macho de corte (MOTA, 2006)
Giessler (1999) e Ahn et al. (2003) descrevem que a principal diferença entre o processo de roscamento e os outros processos de usinagem relaciona-se com a rotação do macho que depende da velocidade de corte utilizada e da velocidade de avanço que é fixado pelo passo da rosca. Assim, estes movimentos devem ser sincronizados durante toda a operação (corte e retorno).
Com o objetivo de ilustrar o ciclo de roscamento, a Figura 17 mostra o comportamento da velocidade no processo durante os movimentos de rotação e de avanço.
Figura 17 - Comportamento durante o ciclo de roscamento – movimentos de rotação e translação (adaptado de AHN et al. 2003)
Conforme mostrado na Figura 17, notam-se etapas distintas durante a usinagem de uma rosca. Ahn et al. (2003) e Reis et al. (2005) dividem estas etapas em sete fases, sendo: (t1-t2)
aceleração, (t2-t3) velocidade constante, (t3-t4) desaceleração, (t4-t5) parada para retorno, (t5-t6) aceleração durante o retorno, (t6-t7) velocidade constante, (t7-t8) desaceleração.
Um dos principais desafios ao aumento da velocidade de corte no processo de fabricação de roscas com machos, segundo Giessler (1999), é a limitação no sincronismo entre os movimentos de rotação e de avanço durante todas as etapas mostradas, o que poderá danificar a entidade produzida e, em caso extremo, ocorrer a quebra do macho de corte. Normalmente, em roscas não passantes e com pouco comprimento roscado (por exemplo, uma vez o diâmetro) observa-se que a aceleração e desaceleração do fuso durante o momento de início de corte e reversão da ferramenta fazem com que os instantes de velocidade de corte constante sejam mínimos, o que sugere que a velocidade de corte programada não é atingida.
Ahn et al. (2003) estudaram o roscamento com altas velocidades utilizando machos M3 em liga Al 7075. As velocidades de corte aplicadas foram de 19, 75 e 94 m/min, e conseqüentemente, a rotação do eixo árvore variou entre 2000, 8000 e 10000 rpm. A pesquisa demonstra que quanto maior a velocidade de corte programada torna-se maiores os erros de sincronização entre os movimentos de rotação e avanço, inclusive podendo levar a quebra da ferramenta. A Figura 18 mostra a formação dos filetes das roscas com as diferentes velocidades de corte utilizadas.
Figura 18 – Efeito dos erros de sincronização na rosca M3 (adaptado de AHN et al. 2003)
Nota-se que os erros de sincronização são proporcionais ao aumento da velocidade de corte. Entretanto, há outros fatores a serem considerados, os quais promovem dificuldades adicionais. Linss (2002) e Giessler (1999) afimam que o desalinhamento entre ferramenta e o furo, além da escolha incorreta da ferramenta são fatores que dificultam a execução do processo. Segundo Reiter et al. (2006), outra grande dificuldade está relacionada com roscas
em furos não passantes, nos quais dependendo da geometria da peça, a profundidade do furo tende a ser a menor possível. A norma ABNT NRB 5870 (1988) padroniza a profundidade do “bolsão” ou saída da rosca, distância entre a rosca e o comprimento final do furo, conforme ilustrado na Figura 19.
Figura 19 – Saída de rosca interna (adaptado de ABNT NBR 5870, 1988)
A dimensão mostrada na Figura 19 como “L3” trata-se da soma entre a profundidade de rosca útil, representada por “L1” e a saída da rosca (bolsão) representada por “L2” a qual é tabelada. Para a saída da rosca, são observados três tipos de saída, sendo normal, curta e longa. Por exemplo, para uma rosca M16 x 2 mm com profundidade L1 de 32 mm (duas vezes o diâmetro), a saída L2 deverá ser de 9,3 mm para a condição normal e 14,8 mm para a condição longa.
As principais pesquisas sobre o comportamento do processo de roscamento com machos rígidos são em ferro fundido cinzento. Vale ressaltar que o referido material apresenta maiores índices de usinabilidade quando comparado ao ferro fundido vermicular. Exemplos podem ser citados como Bezerra (2003) que utilizou velocidades de corte de 30 e 60 m/min em machos (M8 x 1,25 mm) de aço-rápido na usinagem de roscas passantes em ferro fundido cinzento. A pesquisa mostrou que os fatores de maior influência na vida útil das ferramentas foram a velocidade de corte e o tipo de revestimento das ferramentas.
Mota (2007) estudou a influência da velocidade de corte (10, 37,5 e 75 m/min) com machos de aço rápido em ferro fundido cinzento. Os resultados demonstraram que a redução
de vida útil das ferramentas teve com principal causa o aumento da velocidade de corte no processo de roscamento. Além disso, com o objetivo de alcançar a velocidade de corte programada e minimizar as limitações de sincronismo, Mota (2007) sugere que seja previsto um espaço necessário para aceleração da ferramenta antes de entrar no furo. Outra conclusão importante é que para furos não passantes, e principalmente com comprimentos curtos, as velocidades máximas de corte e de avanço não são atingidas.
2.4.2.Processo de roscamento com fresa múltipla aresta
Conforme exposto anteriormente, normalmente as roscas acima de 15 mm podem ser fabricadas utilizando o processo de fresamento, através de ciclos de interpolação helicoidal. Conforme Stephenson e Agapiou (1996), as roscas usinadas através deste processo poderão ser fabricadas com ferramentas de aresta única, de múltipla aresta com único corte ou ainda com múltipla aresta de vários cortes. A Figura 20 ilustra cada uma delas com o objetivo de mostrar a forma das ferramentas.
Figura 20 – Ferramentas de fresamento de roscas (adaptado de Araujo et al., 2004)
Grzesik (2008) afirma que a fabricação de roscas por interpolação helicoidal utilizando o processo de fresamento é uma alternativa para o aumento da velocidade de corte no processo. Avanços tecnológicos nesta área permitem a usinagem de roscas com tolerâncias mais estreitas. Algumas das vantagens deste método são a redução do tempo de ciclo, a redução de retrabalho e peças sucateadas devido à quebra de machos dentro da rosca.
Com o objetivo de entender as etapas compreendidas no processo, a Figura 21 esquematiza os passos da usinagem de roscas com ferramenta de múltipla aresta.
Figura 21 - Fabricação de roscas através do processo de fresamento (adaptado de SMITH, 2008).
Conforme mostrado na Figura 21, as etapas do processo de roscamento utilizando ferramentas de múltipla aresta são:
(1) movimento da ferramenta da posição inicial para o centro do furo;
(2) introdução da ferramenta no furo e início da aproximação da ferramenta no diâmetro final da rosca em 180º (interpolação helicoidal cônica);
(3) usinagem da rosca utilizando movimento circular da ferramenta sincronizado com movimento axial (interpolação helicoidal cilíndrica);
(4) retorno da ferramenta ao centro do furo em 180º (interpolação helicoidal cônica); (5) retorno axial da ferramenta para a posição inicial.
O processo de roscamento com fresas, conforme Stephenson e Agapiou (1996), caracteriza-se por gerar cavacos de tamanho reduzido quando comparado com o processo de roscamento utilizando machos de corte. Ainda, comparando com os processos de roscamento com machos, outras diferenças podem ser notadas, como por exemplo, a redução de potência consumida, flexibilidade de utilização da mesma ferramenta em roscas que tenham o mesmo passo. Como pode ser visto na Figura 22, as fresas permitem com a mesma ferramenta usinar roscas esquerdas e direitas e também internas e externas (SMITH, 2008).
Figura 22 – Usinagem de rosca interna e externa com fresa por interpolação (SMITH, 2008)
Segundo Smith (2008), a principal diferença entre os processos de roscamento utilizando machos rígidos e o fresamento de roscas é que a velocidade de avanço por dente da ferramenta não depende do passo da rosca. Como descrito anteriormente, esta é uma das limitações dos processos de roscamento com machos.
Grzesik (2008) descreve desenvolvimentos em ferramentas combinadas para furar, chanfrar e roscar. Estas ferramentas podem ser fabricadas em PCD, metal duro e outros materiais. Elas são indicadas para a usinagem de aços, ferro fundido, aços endurecidos e ligas como alumínio e cobre, além de magnésio e materiais compósitos. Também existem algumas variações do conceito de ferramenta mostrado na Figura 21, entre elas a ferramenta mostrada de forma esquemática na Figura 23.
Figura 23 – Seqüência esquemática de usinagem com ferramenta para furar, chanfrar e roscar (adaptado de GRZESIK, 2008)
Conforme mostrado na Figura 23, as etapas do processo são:
(1) movimento da ferramenta da posição inicial para o centro da rosca a ser usinada; (2) usinagem do chanfro por interpolação circular;
(3) usinagem do furo e rosca ao mesmo tempo por interpolação helicoidal cilíndrica; (4) posicionamento no centro da rosca e retorno a superfície da peça;
(5) rebarbação do chanfro.
Stephenson e Agapiou (1996) e Grzesik (2008) estudaram ferramentas de furar e roscar combinadas. O furo do processo demonstrado na Figura 23 é obtido juntamente com a rosca através de interpolação helicoidal cilíndrica. A outra variação, conforme a Figura 24, é a ferramenta que fura e chanfra como uma broca e escareador convencionais. Posteriormente a ferramenta é deslocada no eixo radial e inicia-se a interpolação helicoidal cônica ou somente entrada linear, seguido da interpolação helicoidal cilíndrica formando os filetes. Entretanto, uma fresa de furar, chanfrar e roscar conseqüentemente é menos rígida do que uma fresa de interpolar roscas comum devido à grande profundidade dos canais para extrair os cavacos. O diâmetro da ferramenta em relação ao tamanho do furo torna-se crítico, especialmente para furos de diâmetros pequenos e grandes comprimentos.
Figura 24 - Seqüência esquemática de usinagem com ferramenta para furar, chanfrar e roscar (adaptado de GRZESIK, 2008)
A principal diferença dos processos anteriores mostrados nas Figura 21 e Figura 23 ocorre nos passos (1), (2) e (3). Diante destas vantagens, Smith (2008) também descreve alguns desafios dos processos já mostrados. Como o fresamento de roscas trata-se de um processo de usinagem pouco utilizado, se comparado com o roscamento com machos rígidos, pontos importantes como a escolha da máquina, estratégia de programação, principalmente para a entrada da ferramenta na peça e comprimento roscado devem ser analisados. O posicionamento radial da ferramenta de fresar roscas, ou o início de corte da rosca, pode ser feito através de três formas básicas dentro do furo. Algumas máquinas CNC possuem ciclos específicos para esta operação, ao passo que, máquinas com comandos mais simples não detém estes recursos, exigindo diferentes estratégias de programação. Com objetivo de facilitar o entendimento, a Figura 25 mostra as três formas mais utilizadas de posicionamento no furo.
Figura 25 – Posicionamento da ferramenta de fresar roscas (SMITH, 2008)
Conforme a Figura 25 (a), uma das formas de entrada da ferramenta dentro do furo da peça é a entrada linear. Segundo Smith (2008), esta etapa do processo é caracterizada por gerar grande ângulo de contato entre o material e o diâmetro periférico da ferramenta de corte, promovendo uma situação indesejável de alto carregamento na ferramenta, o que dependendo do material, pode gerar cavacos longos. Ainda, a entrada linear não é aconselhável para roscas de precisão por deixar marcas no ponto de entrada da ferramenta.
A segunda estratégia é a entrada circular com 1/4 de círculo, conforme a Figura 25 (b). Esta estratégia é normalmente utilizada para grandes diferenças entre o diâmetro do pré-furo e o diâmetro da ferramenta utilizada. A vantagem deste sistema é a menor trajetória da ferramenta, contudo o carregamento na ferramenta ainda é considerado relativamente alto.
A terceira opção é a entrada com semi-círculo, conforme demonstrado na Figura 25(c). Neste caso, o carregamento na ferramenta é relativamente menor se comparado com as estratégias anteriores devido ao pouco ângulo de contato da ferramenta durante a entrada. Entretanto, para utilizar esta estratégia o comando CNC da máquina deverá dispor de funções
específicas. Das três opções comentadas, esta é a que possui maior tempo de ciclo, proporcional ao percurso realizado pela ferramenta.
Grzesik (2008) ainda afirma que umas vantagens de utilizar ferramentas de fresar roscas por interpolação é a qualidade dimensional das entidades, além de variações nos diâmetros poderão ser controladas e corrigidas sem que haja a troca da ferramenta. Contudo, a principal vantagem deste processo está na velocidade de corte e velocidade de avanço atingida. Este processo não possui velocidade de avanço vinculado ao passo da rosca. Dependendo do diâmetro da rosca, podem ser alcançadas velocidades de corte entre 100 a 400 m/min e avanços entre 0,05 a 0,25 mm/aresta.
2.4.3.Processo de roscamento com fresa único corte
Apesar das ferramentas de aresta única de corte mostrarem um amplo campo de aplicações, poucas pesquisas são encontradas na literatura. Utilizando o mesmo conceito de programação das ferramentas de múltipla aresta, a principal diferença entre as duas ferramentas está na quantidade de arestas de corte, conforme a Figura 26. Isto impacta diretamente na sua aplicação, pois mesmo apresentado uma ou mais arestas de corte, este conceito permite usinar roscas de diversos passos. Elevadas velocidades de corte e de avanço também são diferenciais importantes destas ferramentas quando comparado aos machos rígidos.
Figura 26 – Ferramenta de aresta única (RICHTER, 2003)
Richter (2003) afirma que este tipo de ferramenta caracteriza-se principalmente pela sua precisão e flexibilidade, podendo usinar roscas menores que 6 mm e com diversos passos. Sua utilização tem grande importância na fabricação de peças de pequeno porte, por diversas vantagens, como por exemplo, a possibilidade de não utilizar fluido de corte durante a usinagem. Esta característica tem grande importância na produção de roscas em ambientes
mais limpos. Roscas usinadas sem rebarbas e além disso, conforme mostrado na Figura 27, possibilita a usinagem de roscas que possuem intersecção com outras roscas sem que hajam dimensões ou acabamento comprometidos ou ainda quebra de ferramentas.
Figura 27 – Intersecção de roscas usinadas por ferramentas de aresta única (RICHTER, 2003)
Obviamente que o tempo necessário para usinar uma rosca com uma ferramenta de aresta única é maior que o tempo levado para usinar a mesma rosca com uma ferramenta de múltipla aresta.
Comparado com o processo de roscamento que utiliza machos rígidos, o processo de usinagem de roscas por interpolação helicoidal mostra-se uma ótima alternativa, onde se deseja reduzir a quantidade de ferramentas e/ou o tempo de trocas. Esta alternativa também é adequada para a usinagem de roscas em materiais com maior dureza (por exemplo, aços temperados), roscas com maior grau de precisão ou com maior necessidade de escoamento de cavacos e ainda em condições desfavoráveis como na intersecção de duas roscas. Entretanto, o aumento da velocidade de corte para esta operação a níveis superiores aos do processo utilizando machos rígidos é a principal vantagem do processo de usinagem de roscas.
3.
Procedimentos Experimentais
3.1Introdução
O objetivo principal desta pesquisa é determinar o desempenho de ferramentas para interpolar roscas durante o processo de roscamento interno no ferro fundido vermicular. A principal vantagem com a utilização desta técnica é aumentar a velocidade de corte utilizada no processo de roscamento quando comparada à usinagem com machos rígidos. Como descrito na revisão bibliográfica, a sincronização da rotação da ferramenta com a velocidade de avanço limita a máxima velocidade de corte. Além disso, no caso da utilização de ferramentas de interpolar roscas não há necessidade de inverter o sentido da rotação do eixo-árvore durante a usinagem.
Os ensaios vida de ferramenta foram realizados no Laboratório de Manufatura Flexível (FMS) do Instituto Superior Tupy (IST/SOCIESC). Ensaios de força de usinagem e análises de Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) foram realizados na Faculdade de Engenharia Mecânica da UNICAMP.
Este capítulo descreve as condições nas quais os ensaios foram realizados, as especificações de máquina-ferramenta, as ferramentas de usinagem e sistemas de fixação, o material utilizado, o tipo de fluido de corte, análises do processo e como o planejamento experimental foi desenvolvido.
3.2Máquina-ferramenta
Para a realização dos ensaios de vida de ferramenta, utilizou-se um Centro de Usinagem Vertical da marca Feller, modelo FV-600, mostrado na Figura 28. As principais especificações da máquina são: curso de movimentação de 610, 450 e 505 mm (eixos X, Y e Z, respectivamente); comando numérico Mitsubishi modelo Meldas 520 AM; eixo-árvore com rotação máxima de 6000 rpm e potência máxima de 7,6 kW; interface do sistema de fixação de ferramentas tipo mandril ISO-40 e velocidade de deslocamento rápido de 18m/min. O fluido de corte utilizado nos ensaios foi uma emulsão de base mineral. O fabricante do fluido é a empresa Blaser e a especificação é Blasocut 2000 universia-MD. A concentração do fluido era de 8% e foi medida com refratômetro Atago modelo N-1E. A determinação da vazão de fluido de corte no processo (17 l/min) se realizou com a utilização de um recipiente de volume conhecido em conjunto com a cronometragem do tempo necessário para seu preenchimento.
Figura 28 - Centro de usinagem vertical Feeler FV-600
3.3Ferramentas, porta-ferramentas e mandril
Os ensaios de fresamento de roscas por interpolação foram realizados com ferramentas e porta-ferramentas da empresa Iscar. Os conjuntos definiam dois tipos distintos de ferramentas: aresta única e múltiplas arestas. Os insertos das ferramentas de aresta única (código 11 IR A60) foram montados em um porta-ferramenta de código MTSR 0010 M11C. Por outro lado, os insertos das ferramentas de múltiplas arestas (código MT 14I 1.5 ISO) foram montados em um porta-ferramenta de código MTSR 0013 J14C. Ambos os insertos eram de metal duro da classe K15 com cobertura de TiAlN. A Figura 29 ilustra a montagem dos insertos nos respectivos porta-ferramenta.
Figura 29 – Insertos e porta-ferramenta utilizados nos experimentos (adaptado de ISCAR, 2009)
Conforme o catálogo do fabricante, o inserto de aresta única permite a usinagem de roscas com passo de 0,5 mm até 1,5 mm e diâmetro de 16 mm até 48 mm. O inserto de múltiplas arestas também tem flexibilidade de usinar diferentes diâmetros, mas apenas permite usinar roscas com passo de 1,5 mm (ISCAR, 2009).
Outro ponto importante a ressaltar é a utilização de metal duro como material do porta-ferramenta. O metal duro tem módulo de elasticidade de aproximadamente 2,6 maior do que os aços – 520 GPa para o metal duro e 200 GPa para o aço (BORDMAN, 1990; SANTHANAM, TIERNEY e HUNT, 1990). Isto reduz a deflexão quando submetido a um mesmo esforço mecânico, comparando-se aos aços, e aumenta a freqüência natural do corpo, o que pode minimizar os riscos de usinar nos harmônicos da freqüência natural do sistema.
Os conjuntos (ferramenta e porta-ferramenta) foram montados em um mandril tipo BT 40 com o auxílio de pinça, conforme mostra a Figura 30. Nota-se que o balanço da ferramenta
foi de 60 mm e a distância da extremidade da ferramenta ao eixo-árvore foi de 140 mm, em ambos os casos.
Figura 30 – Montagem das ferramentas e porta-ferramenta no mandril
3.4Material usinado
Os corpos-de-prova foram placas fundidas de ferro fundido vermicular. A utilização deste material deve-se à sua grande utilização na fabricação de cabeçotes e blocos de motores de combustão interna. Estes referidos componentes possuem grande quantidade de roscas de diferentes diâmetros. Além disso, em muitos casos, as roscas são usinadas em furos não-passantes. Estas características dificultam o processo de roscamento com machos rígidos, pois há necessidade de ferramentas específicas para cada tipo de rosca.
A Figura 31 demonstra as dimensões das placas utilizadas nos ensaios de vida de ferramenta. A distância entre centros das roscas foi determinada conforme a metodologia de ensaio de usinagem para operação de furação, baseado na NBR 10625 (1989). Apesar dos ensaios serem de roscamento, o objetivo de utilizar a mesma distância entre centros de ensaios de furação era evitar que a força de usinagem deformasse as paredes de pequenas espessuras.
