apostila usinagem parte2

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22001111‐‐11

SUMÁRIO

PARTE 2 – PROCESSOS DE USINAGEM COM FERRAMENTAS DE GEOMETRIA DEFINIDA

5 PROCESSO DE TORNEAMENTO .................................................................................................................... 93

5.1 Generalidades ............................................................................................................................................. 93

5.2 Movimentos e Grandezas no Processo ....................................................................................................... 94

5.3 Máquinas‐Ferramentas ............................................................................................................................... 98

5.4 Ferramentas de Corte ............................................................................................................................... 105

5.5 Operações de Torneamento ..................................................................................................................... 114

5.6 Esforços de Corte em Torneamento ......................................................................................................... 115

5.7 Qualidade das Peças Torneadas ................................................................................................................ 121

5.8 Condições Econômicas de Usinagem ........................................................................................................ 125

5.9 Problemas ................................................................................................................................................. 133

6 PROCESSO DE FURAÇÃO ........................................................................................................................... 134

6.1 Generalidades ........................................................................................................................................... 134

6.2 Movimentos e Grandezas no Processo ..................................................................................................... 134

6.3 Máquinas‐Ferramentas ............................................................................................................................. 137

6.4 Ferramenta de Corte ................................................................................................................................. 141

6.5 Operações de Furação ............................................................................................................................... 151

6.6 Esforços de Corte em Furação ................................................................................................................... 154

6.7 Qualidade de Peças Furadas ..................................................................................................................... 161

6.8 Problemas ................................................................................................................................................. 162

7 PROCESSO DE FRESAMENTO ..................................................................................................................... 163

7.1 Generalidades ........................................................................................................................................... 163

7.2 Movimentos e Grandezas no Processo ..................................................................................................... 164

7.3 Máquinas‐Ferramentas ............................................................................................................................. 166

7.4 Ferramentas de Corte ............................................................................................................................... 176

7.5 Operações de Fresamento ........................................................................................................................ 180

7.6 Esforços de Corte em Fresamento ............................................................................................................ 185

7.7 Qualidade de Peças Fresadas .................................................................................................................... 191

7.8 Otimização do Processo de Fresamento ................................................................................................... 192

7.9 Problemas ................................................................................................................................................. 197

8 REFERÊNCIAS ......................................................................................................................................... 198

Prof. Dr. André João de Souza

93 PROCESSOS DE USINAGEM COM FERRAMENTAS DE GEOMETRIA DEFINIDA

PARTE 2 PROCESSOS DE USINAGEM COM

FERRAMENTAS DE GEOMETRIA DEFINIDA

5 PROCESSO DE TORNEAMENTO

5.1 Generalidades

Torneamento (também chamado de corte semi‐ortogonal em laboratórios de pesquisa) é um

processo mecânico de usinagem com geração de cavaco onde um sólido de revolução bruto [matéria‐

prima (barra) ou corpo de prova (tarugo)] é transformado retirando‐se material de sua periferia. Nesta

retirada é utilizada uma ferramenta monocortante a com a finalidade de se obter uma superfície técnica

(cilíndrica ou cônica) com formas, dimensões e acabamento definidos.

Na operação de corte, a peça bruta é fixada na placa do torno e girada a certa rotação em torno

do eixo principal da máquina (movimento de rotação). Simultaneamente, a ferramenta, rigidamente

alojada em um dispositivo chamado porta‐ferramentas, é deslocada simultaneamente em uma trajetó‐

ria coplanar ao referido eixo (movimento de translação) a uma taxa de avanço constante. Esta combina‐

ção de movimentos promove a remoção de uma camada de material da peça bruta para formar um

cilindro, um cone, uma rosca ou ainda uma superfície de perfil mais complexo.

O movimento de avanço da ferramenta pode ser ao longo da peça, o que significa que o diâmetro

da peça será torneado para um tamanho menor. Alternativamente, a ferramenta pode avançar em dire‐

ção ao centro, para o final da peça, o que significa que a peça será faceada. Frequentemente são combi‐

nações dessas duas direções, resultando em superfícies cônicas ou curvas, com as quais as unidades de

controle dos tornos CNC atuais podem lidar por meio de muitas possibilidades de programas.

Historicamente, os primeiros passos de pesquisa passaram pela procura das melhores geometrias

para a operação de corte. A etapa seguinte dedicou‐se à busca de materiais de melhores características

de resistência e durabilidade. Depois se passou a combinar materiais em novos modelos construtivos

sincronizando as necessidades de desempenho, custos e redução dos tempos de parada no processo

produtivo. Como resultado, consagrou‐se o uso de ferramentas compostas, onde o elemento de corte é

uma pastilha (inserto) montada sobre uma base.

A Figura 5.1 mostra uma operação de corte em que uma ferramenta com inserto de metal‐duro

M20 (vide Norma ISO 503, Fig. 3.11) é usada no torneamento de acabamento de uma peça de aço inoxi‐

dável. Observe a formação do cavaco helicoidal curto tipo arruela (vide Norma ISO 3685, Fig. 4.3).

ENG03343 – Processos de Fabricação por Usinagem 2011‐1


Figura 5.1 – Operação de torneamento com inserto intercambiável

Apesar de ser geralmente uma operação de corte com aresta monocortante, o processo de tor‐

neamento varia nos aspectos de formato e material da peça, tipo de operação, requisitos, custos, etc.

que determinam uma série de fatores de corte da ferramenta. As ferramentas de corte atuais são cui‐

dadosamente projetadas, baseado em décadas de experiências, pesquisas e desenvolvimentos.

O torneamento é certamente o processo de usinagem mais comumente empregado em trabalhos

experimentais relativos ao corte dos metais com geração de cavaco.

5.2 Movimentos e Grandezas no Processo

Os movimentos entre ferramenta e peça durante a usinagem são aqueles que permitem a ocor‐

rência do processo de corte. Tais movimentos são considerados durante o projeto e a fabricação das

máquinas‐ferramentas que os realizarão.

Os movimentos podem ser classificados como ativos ou passivos.

Os movimentos ativos são aqueles que promovem remoção de material ao ocorrerem. Os movi‐

mentos passivos são aqueles que, apesar de fundamentais para a realização do processo de usinagem,

não promovem remoção de material ao ocorrerem. Ambos são importantes, pois a eles estão associa‐

dos tempos que, somados, resultam no tempo total de fabricação (produção).

Para que se possa melhor compreender a interação entre máquina/ferramenta/peça é preciso en‐

tender os movimentos relativos entre elas. Esses movimentos referem‐se à peça considerada parada. A

Figura 5.2 mostra a direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo no torneamento, descritos

nos itens que se seguem.

Movimento de Corte (rotação da peça): movimento entra a ferramenta e a peça, que, sem o movi‐

mento de avanço gera apenas uma remoção de cavaco durante uma única rotação da ferramenta.

Movimento de Avanço (translação longitudinal da ferramenta): movimento entre a peça e a ferra‐

menta, que, junto com o movimento de corte, gera uma remoção repetida ou contínua do cavaco

durante várias rotações da ferramenta.


95PROCESSOS DE USINAGEM COM FERRAMENTAS DE GEOMETRIA DEFINIDA

Movimento Efetivo de Corte (movimento combinado ferramenta/peça): resultado dos movimentos

de corte e de avanço (contínuo) realizados simultaneamente.

Movimento de Profundidade (translação transversal da ferramenta): movimento entre a peça e a

ferramenta no qual a espessura da camada de material a ser retirada é determinada de antemão.

Figura 5.2 – Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo no torneamento, mostrando os ângulos de di‐

reção de avanço (), de direção efetiva () e o plano de trabalho da ferramenta (Pfe)

A Figura 5.3 ilustra de maneira esquemática os movimentos em uma operação de torneamento

longitudinal externo, no qual se podem visualizar os movimentos de corte (seta azul), de avanço (seta

preta) e de profundidade (seta branca).

Figura 5.3 – Representação dos movimentos no processo de torneamento

5.2.1 Velocidade de corte e velocidade de avanço

A velocidade de corte vc (Eq. 5.1) é a velocidade tangencial instantânea resultante da rotação da

peça no ponto de contato da ferramenta a uma profundidade de corte definida, onde os movimentos de

corte e de avanço ocorrem simultaneamente:

c

d nv

1000

(5.1)

onde vc é a velocidade de corte [m/min]; d é o diâmetro final da peça [mm]; n é a rotação da peça [rpm].

A velocidade de avanço vf (Eq. 5.2) é o produto do avanço pela rotação da ferramenta:



fv f n (5.2)

onde vf é a velocidade de avanço [mm/min] e f é o avanço [mm/volta].

5.2.2 Seção transversal de corte

A situação idealmente simples para análise das relações entre os parâmetros de corte e as demais

grandezas de usinagem – com erros considerados aceitáveis entre 10% e 15% dos valores medidos e/ou

calculados – ocorre quando se considera uma ferramenta com aresta de corte retilínea em canto vivo,

ângulos 0 e ’r 0. Esta situação idealmente simplificada define a seção transversal de corte.

A Figura 5.4 mostra a situação idealmente simplificada.

(a) (b)

Figura 5.4 – Definição da área da seção transversal de corte: (a) superfícies, grandezas de corte, ponto de referência “D” e largura de corte “b” no torneamento cilíndrico; (b) grandezas de corte para arestas de corte

retilíneas – torneamento cilíndrico com = 0 e ponto de corte na ponta da ferramenta

A área (A) da seção transversal no corte ortogonal (bidimensional) é a área calculada perpendicu‐

larmente à direção de corte no plano de medida de um cavaco a ser removido (com erro de 10% a 15%

sobre o valor real). Neste caso, é válida a Equação (5.3).

A = apf = bh (5.3)

A largura de corte (b) e a espessura de corte (h) – também chamadas de largura e espessura do

cavaco, respectivamente – são calculadas na seção transversal de corte. Da Figura 5.6, tem‐se:

p

r

a hsen

b f (vide SEÇÃO 4)



5.2.3 Tempo de corte e taxa de remoção de material

O tempo de corte tc [min] resume a totalidade dos tempos ativos, pois ele representa o tempo em

que os movimentos de corte e/ou avanço estão efetivamente ocorrendo:

f f f

c

f c

L L d Lt

v f n 1000 f v

(5.4)

onde Lf é o percurso de avanço [mm].

Recapitulando: a velocidade de corte (vc) é a taxa na qual a ponta da ferramenta passa pela super‐

fície a ser trabalhada, normalmente expressa em [m/min]; o avanço (f) corresponde à distância percor‐

rida pela ferramenta na direção axial em cada volta da peça a uma dada rotação, em [mm/volta]; e a

profundidade de corte (ap) é a espessura do metal removido da peça, medida em uma direção radial em

[mm]. O produto destes três parâmetros de corte resulta na taxa de remoção de material Q [cm3/min].

A taxa de remoção de material (Eq. 5.5) representa o volume de cavaco removido [cm3] por uni‐

dade de tempo [min]. Este parâmetro é frequentemente utilizado para determinar a eficiência de uma

operação de usinagem.

p cQ a f v (5.5)

5.2.3.1 Exemplo 5.1

Pretende‐se obter peças cilíndricas de aço ABNT 1040 (dureza 156 HB) com 85 mm e 450 mm

de comprimento a partir de barras cilíndricas com 100 mm utilizando profundidade de corte 1,5 mm,

avanço 0,30 mm/volta e rotação 1115 rpm em um torno CNC com potência nominal de 20 cv. Para isso,

dispõe‐se de uma ferramenta MD P25 com r 75o, 0o, 6o, 6o e r 0,8 mm. Calcular o

tempo de corte de uma peça.

Resolução do Exemplo 5.1:

Para reduzir o diâmetro de 100 mm para 85 mm, são necessários np 5 passes de 1,5 mm.

Considerando a rotação constante em n 1115 rpm, tem‐se (Eq. 5.4):

c cf

L L 450t np np 5 t 6 min 44 s

v f n 0,3 1115

Considerando a velocidade de corte constante para d0 100 mm, tem‐se (Eq. 5.4):

1 npc

0

c

d ... dL L 97 94 91 88 85 450 450t np 4,55

f n d f n 100 0,3 1115 0,3 1115

t 6 min 07 s

Mantendo‐se a velocidade de corte (vc) constante, a rotação (n) aumenta com a diminuição do

diâmetro (d) e assim, a velocidade de avanço (vf) aumenta, diminuindo o tempo de corte (tc).



5.3 MáquinasFerramentas

A máquina‐ferramenta de usinagem para obtenção de superfícies usinadas de revolução é cha‐

mada de torno. Isto se dá com a peça em movimento principal de trabalho (rotação), enquanto a ferra‐

menta tem os movimentos: longitudinal (avanço) e transversal (profundidade).

Os fatores que definem a escolha de um torno são: material da peça; tamanho do lote; prazo do

lote; relação geométrica L/D; grau de complexidade; grau de desbalanceamento; quantidade de opera‐

ções; quantidade de ferramentas necessárias; dispositivos e acessórios disponíveis.

5.3.1 Tipos de tornos

A classificação de um torno pode ser feita em função de diferentes fatores, tais como tipo, grau

de automatização, controle ou comando da máquina etc. Este último é o mais aplicado, dividindo os

tornos em convencionais (universal, revólver, vertical, copiador, automático), e com comando numéri‐

co. A Figura 5.5 ilustra os principais tipos de máquinas‐ferramentas para torneamento e a Tabela 5.1 cita

as suas características básicas.

(a) Torno universal (b) Torno revólver

(c) Torno vertical (d) Torno copiador

(e) Torno automático (f) Torno CNC

Figura 5.5 – Principais tipos de máquinas‐ferramentas para torneamento



Tabela 5.1 ‐ Características básicas dos tipos de máquinas‐ferramentas para torneamento

Tipo de Torno Utilização Dependênciado Operador

Grau de Automação

Velocidades e Avanços

Tamanho do Lote

Universal Oficinas e

ferramentarias Alta Baixo Baixos Pequeno

Revólver Produção Alta Médio (mecânica)

Baixos Pequeno a médio

Vertical Produção (peças muito grandes)

Alta Alto (mecânica e/ou eletrônica)

Baixos a médios Pequeno a médio

Copiador Produção Alta Alto (mecânica e/ou eletrônica)

Baixos Pequeno a médio

Semi‐automático

Produção Baixa Alto (mecânica) Médios Grande

Automático Produção Baixa Alto (eletrônica) Altos Médio a grande

CNC Produção Baixa Alto (eletrônica) Altos Pequeno a médio

Ultraprecisão Peças especiais e/ou exclusivas

Baixa Alto (eletrônica) Muito baixos Pequeno a médio

Especial Requisitos específicos

Depende do grau de automação

Exclusiva Depende do tipo de peça

Pequeno a grande

5.3.1.1 Tornos convencionais

Os tornos convencionais vão desde tornos com simples mecanização de algumas funções, tais

como avanço longitudinal e avanço transversal, até tornos com alto grau de automação em que todas as

funções são automáticas, inclusive funções de carga e descarga de peças.

Este alto grau pode ser conseguido mediante o emprego de dispositivos e comandos mecânicos,

elétricos, hidráulicos e pneumáticos. Este tipo de automação é chamado automação rígida que fornece

à máquina alta produção e eficiência, mas com baixa flexibilidade e mudanças na produção.

Dentre os tornos convencionais estão os tornos: universal, revólver, vertical, copiador, semi‐

automático, automático e especial.

Os componentes básicos de um torno convencional podem ser resumidos através da Figura 5.6

que mostra os subsistemas do torno universal.

Os tornos universais são os mais comuns. Não oferecem grandes possibilidades de produção de‐

vido à dificuldade que apresenta na mudança de ferramenta.

O torno revólver surgiu da necessidade de reduzir o custo da produção em série (grandes ou pe‐

quenas), isto é, produzir o maior número de peças no menor tempo possível. Sua principal característica

é a utilização de um dispositivo especial em forma de torre giratória que emprega várias ferramentas

(varia de 4 a 12) convenientemente dispostas e preparadas para realizar as operações em forma orde‐

nada e sucessiva – o castelo revólver. A finalidade é permitir que sejam usinadas várias peças iguais, de

modo igual, utilizando uma série de ferramentas que serão aplicadas sem a remoção da peça e sem

alteração de colocação de ferramenta. Podem‐se efetuar as operações de torneamento, furação, alar‐

gamento e rosqueamento. Construtivamente, os tornos revólver são semelhantes aos tornos comuns,

com a diferença de o barramento ser mais curto e apresentar o castelo (ou torre) porta‐ferramenta.



Figura 5.6 – Subsistemas do torno universal

O torno vertical é semelhante ao torno de placa, diferindo apenas na disposição do eixo‐árvore,

que é vertical. Já a fixação de peças (grandes diâmetros e pesos excessivos) é mais simples e exige me‐

nos esforço (maior comodidade). Por ter um eixo apoiado em mancais altamente resistentes, estes con‐

somem maior potência. Além disso, a expulsão de cavacos é mais difícil; entretanto, não caem sobre o

barramento. Em geral é constituído por castelo (magazine) para várias ferramentas, com avanços longi‐

tudinais (vertical) e transversais. Pode ter mais de um carro porta‐ferramentas – o segundo para cargas

leves e torneamento simultâneo (operações externas, internas e faceamento). Caracteriza‐se pelo corte

lento gerando cavacos com grande seção transversal. Peças de formato irregular não precisam ser cui‐

dadosamente alinhadas antes de se aplicarem rotações elevadas (como em operações horizontais).

O torno copiador permite obter peças com a forma de sólidos de revolução de qualquer perfil. Pa‐

ra tanto, é necessário que a ferramenta execute dois movimentos simultâneos – translação longitudinal

e translação transversal – em relação à peça que se trabalha. Sob o ponto de vista funcional, o torno

copiador poderia ser considerado um torno semi‐automático já que ao inserir o protótipo e a peça a ser

usinada, a ferramenta move‐se automaticamente seguindo o perfil até o fim. É empregado, geralmente,

para a produção seriada de peças que tenham perfis cônicos, esféricos ou complexos.

O torno semi‐automático é aquele em que há a necessidade de o operário substituir uma peça

acabada por outra em estado bruto no final de uma série de operações realizadas sucessivamente de

forma automática. A diferença entre o semi‐automático e o automático é que o segundo produz uma

peça a partir da matéria‐prima (barra, vergalhão etc.) movimentada com avanço automático. O semi‐

automático é apropriado especialmente para a usinagem de peças fundidas, forjadas ou estampadas.



O torno automático se caracteriza por realizar todas as operações (desde a matéria‐prima até a

peça final) sucessivamente, uma após a outra, de forma automática. O campo de aplicação se dá na

produção seriada de pequenas peças torneadas, quase sempre a partir de uma barra cilíndrica de metal.

A diferença fundamental entre o torno revólver e o automático está no sistema de comando: no primei‐

ro, os movimentos que caracterizam as diferentes operações de corte dependem do acionamento do

operador para executar cada uma delas; no segundo, a sucessão de operações se dá automaticamente.

Existem diferentes tipos de tornos automáticos, cada um com suas características particulares; a escolha

deve ser feita baseando‐se nas possibilidades que as ferramentas têm de efetuar certos movimentos

para realizar um ciclo de trabalho conveniente, em relação às exigências de forma, dimensões etc.

Os tornos especiais são aqueles destinados a operações específicas. Como exemplo, tem‐se o tor‐

no detalonador, usado no corte de dentes de fresas e machos, na qual se exige um perfil constante.

5.3.1.2 Tornos com comando numérico

O comando numérico é um equipamento eletrônico capaz de receber informações por meio de

entrada própria, compilar estas informações e transmiti‐las em forma de comando à máquina‐

ferramenta, de modo que esta – sem a intervenção do operador – realize as operações na seqüência

programada. Os tornos com comando numérico diferem‐se basicamente dos tornos convencionais,

uma vez que não necessitam de acessórios que proporcionem o controle dos movimentos da máquina,

tais como gabaritos, cames, limites etc. e até mesmo a interferência direta do operador. Estes movimen‐

tos são comandados através de dados de entrada, que determinam os movimentos a serem executados,

proporcionando ao equipamento e à peça uma condição bastante favorável, quando comparado com

torno convencional, além do que, são maiores as garantias de uniformidade de qualidade de peça para

peça e de lote para lote. Os componentes básicos de um torno com comando numérico são:

Parte mecânica: máquina operatriz propriamente dita, incluindo as unidades motoras, hidráulicas e

pneumáticas e ainda, os sistemas de refrigeração, lubrificação, transportadores de cavaco e outros.

Interface eletroeletrônica: componente que distribui e comanda os diversos elementos da máquina

(motores principais do eixo‐árvore, motores de bombas hidráulicas) e também a abertura e fecha‐

mento de válvulas solenóides atuantes em sistemas hidráulicos e pneumáticos.

Comando eletrônico: equipamento (comando numérico) que recebe as informações em seu painel e

atua na interface homem‐máquina que, por sua vez, transmite à máquina‐ferramenta as operações

requeridas. Atua nos motores de avanço através de outra unidade de força de comando, própria pa‐

ra estes motores, que são os responsáveis pelo movimento dos carros.

Em um torno com comando numérico, todas as suas funções são programáveis, sendo sua função

principal programar o movimento relativo entre a ferramenta e a peça. O projeto e a construção são de

altíssima rigidez e solidez, proporcionando qualidade e tolerâncias ótimas. Como os movimentos são

programáveis, pode‐se obter alta repetitividade de peças com nenhum erro ou interrupção, ou mesmo

sem a intervenção do operador da máquina. Os tornos comandados por computador, denominados CNC

(comando numérico computadorizado), permitem também sua integração com outros computadores e

máquinas, aumentando sua capacidade de trabalho e diversificação, ou seja, flexibilidade – fator que

vem sendo fortemente exigido dentro das indústrias atualmente.



O centro de torneamento é um torno com posicionamento de fuso programável (3º eixo) e com

ferramenta programável em movimento na direção Y (quarto eixo), de forma que podem ser realizados

complementarmente os processos de furação, fresamento ou roscamento em superfícies de revolução.

A usinagem de ultraprecisão pode ser chamada de microusinagem,nanousinagem ou até mesmo

usinagem com ferramentas de diamante. O torno de ultraprecisão (Fig. 5.7a) é usado principalmente na

produção de peças mecânicas bem como elementos ópticos transmissivos e reflexivos (Fig. 5.7b), quan‐

do se necessita de alta precisão na escala submicrométrica e, inclusive, na nanométrica. O projeto e a

fabricação de um torno de ultraprecisão, bem como seu real desempenho, dependem diretamente do

comportamento estático e dinâmico de seus componentes. Algumas características funcionais são fun‐

damentais: precisão de giro, rigidez elevada, repetitividade dos movimentos e capacidade de carga.

Mancais aerostáticos são adequados para projeto de cabeçotes e guias lineares. Na usinagem de ultra‐

precisão, pequenos níveis de vibração e variações térmicas como os introduzidos pelo ambiente e pelo

próprio processo de usinagem têm influência direta na qualidade da superfície usinada.

Laboratório de Mecânica de Precisão

(a) (b)

Figura 5.7 – Usinagem de ultraprecisão no LMP‐UFSC: (a) torno; (b) espelho usinado

5.3.2 Fixação e ajuste da peça na máquina

A fixação deve ser segura, rápida e precisa. A potência requerida para o corte deve ser integral‐

mente transmitida à peça. A força necessária para uma fixação segura, sem deixar marcas ou distorcer a

peça, depende da geometria e do material da peça, da ferramenta e dos parâmetros de corte.

São sistemas de fixação de peças no torno: placas de castanhas; placas de vácuo; placas magnéti‐

cas; fixação entre pontas; pinças; mandris; etc. (Fig. 5.8).



(a) Placa de castanhas (b) Fixação entre pontas (c ) Pinça

Figura 5.8 – Tipos de sistemas de fixação de peças no torneamento

Placas de castanhas. Podem ser constituídas de três ou quatro castanhas, com fechamento manual

ou automático (pneumático). As castanhas podem ser internas ou externas, moles ou duras (tempe‐

radas), autocentrantes ou independentes, integrais ou intercambiáveis.

Fixação entre pontas. Utilizado no torneamento de peças longas. Para tanto, são necessários furos

de centro nas duas extremidades das peças. O movimento de rotação é transmitido à peça por meio

de ressaltos no contraponto ou por grampo.

Pinças. Servem para o torneamento de peças pequenas (peças de precisão). Propicia elevada preci‐

são de rotação e baixas deformações induzidas à peça.

A rotação segura depende do tamanho e da geometria da peça, da forma e do acabamento dese‐

jado, da rigidez do setup e do tipo de fixação, do tipo de operação e das ferramentas de corte utilizadas.

A Figura 5.9 mostra duas situações errôneas de fixação da peça na placa. O certo é prender a peça

pelo seu maior diâmetro de modo a suportar mais facilmente o torque durante o corte e ser afixada o

mais perto possível da face da placa.

(a) (b) (c)

Figura 5.9 – Método de fixação da peça na placa de castanhas: (a) certo; (b) errado; (c) errado

A peça, o torno e as ferramentas determinam o sistema de fixação a ser utilizado. A seleção crite‐

riosa do sistema de fixação garante a obtenção de melhores resultados.

5.3.3 Fixação e ajuste da ferramenta na máquina

Com a busca incessante pela alta produtividade e a necessidade de se usinar com ampla gama de

velocidades em uma grande variedade de materiais, os processos de usinagem, principalmente os com

ferramentas de geometria definida, requerem alta rigidez nas ferramentas de corte. A ausência desta

rigidez se torna um fator crítico na qualidade da usinagem e na capacidade do processo.



Assim, a fixação e o ajuste da ferramenta são a chave para obtenção de potenciais ganhos de pro‐

dutividade e precisão do processo de usinagem. Recentes desenvolvimentos da precisão, da força de

fixação e da geometria dos dispositivos de fixação possibilitam atingir o máximo desempenho das fer‐

ramentas de corte e das máquinas, que podemos traduzir em vantagem competitiva e lucros.

Vale frisar que a ferramenta deve ser fixada de modo que a ponta (quina e cunha) fique na altura

do centro do torno. Para isso, usa‐se o contraponto como referência. A Figura 5.10a mostra a ajustagem

do centro da ferramenta no torneamento longitudinal e a Figura 5.10b no torneamento transversal.

(a) (b)

Figura 5.10 – Ajustagem do centro da ferramenta de corte no torneamento: (a) longitudinal; (b) transversal

Deve‐se também observar o ângulo de posição da ferramenta em relação à peça (Fig. 5.11).

Figura 5.11 – Diferentes valores para o ângulo de posição da ferramenta (r) gerando larguras de corte (b) distintas

Em geral, a haste da ferramenta fica fixada na torre do carro porta‐ferramenta. A Figura 5.12 mos‐

tra diferentes configurações de torres porta‐ferramentas para máquinas convencionais.

Figura 5.12 – Diferentes configurações de torres porta‐ferramentas para tornos convencionais



5.4 Ferramentas de Corte

Apesar de geralmente ser composto por operações de corte com ferramentas monocortantes, o

torneamento varia em função do formato e do material da peça, das condições, exigências, custos etc. –

fatores que podem influenciar nas características da ferramenta de corte. As ferramentas para tornea‐

mento atuais são cuidadosamente projetadas, com base em décadas de experiência, pesquisa e desen‐

volvimento. Da (macro e micro) geometria, do material, passando pelo formato e fixação da pastilha

intercambiável no porta‐ferramentas, convencional ou modular, atualmente a ferramenta cuida da di‐

nâmica do corte do material, de uma forma que seria impensável algumas décadas atrás. Há diversos

tipos básicos de operações de torneamento, que exigem tipos específicos de ferramentas para que a

operação seja executada da maneira mais eficiente.

5.4.1 Tipos de ferramentas

As ferramentas podem ser inteiriças – retas, com quina quadrada, com quina em ângulo, com ân‐

gulo de posição e tipo offset – (Fig. 5.13) ou com insertos (pastilhas) intercambiáveis.

Figura 5.13 – Denominação das ferramentas de corte para torneamento

O estilo da ferramenta inteiriça ou do porta‐ferramentas para insertos intercambiáveis deve ser

selecionado de acordo com a operação a ser executada.

Recomenda‐se que a haste do porta‐ferramentas para insertos intercambiáveis (selecionada pela

altura, largura, diâmetro e comprimento) seja sempre a mais estável possível de acordo com as limita‐

ções da máquina‐ferramenta e da operação de corte. O tamanho e o tipo da pastilha dependem da es‐

colha do porta‐ferramentas: os códigos de ambos devem ser correspondentes.

O tamanho da pastilha é um dos fatores que determina a máxima profundidade de corte (ap). Ou‐

tros fatores são: ângulo de posição (r), raio de quina (r) e o tipo/geometria do quebra‐cavacos.

A escolha do raio de quina depende do perfil/especificações do componente e do tipo de opera‐

ção de corte que deve ser executada. A profundidade de corte (ap) deve ser sempre maior que o raio de

quina (r). O valor de r influencia a seleção dos parâmetros de corte e o acabamento usinado:



r pequeno: para aplicações em geral e baixos esforços de corte (menor risco de vibração);

r grande: garante maior resistência, condições de corte mais severas, bom acabamento superficial.

O tipo/geometria dos quebra‐cavacos é projetado para direcionar ou quebrar os cavacos no tor‐

neamento de materiais que geram cavacos longos. A designação descreve as seguintes áreas de aplica‐

ção: F = acabamento; M = semi‐acabamento; R = desbaste;

Em geral, as pastilhas são divididas em classes: classes com cobertura (CVD e PVD), classes sem

cobertura e cermets. A designação das classes acompanha um ranking que envolve propriedades básicas

de tenacidade e resistência ao desgaste. Todas as classes estão também classificadas de acordo com a

norma ISO 513 (P, M, K, N, S, H, 01‐50).

Exemplo de pastilha intercambiável de metal‐duro:

S N M G 12 04 08 P M 4025

Legenda: Formato da pastilha (S = quadrada); Ângulo de folga da pastilha (N = 0o); Tolerância do círculo inscrito

(M = 0,13); Tipo de pastilha (G = ); Comprimento do gume (l = 12 mm); Espessura da pastilha

(s = 4,76 mm); Raio de quina (r = 0,8 mm); Classe ISO (P = aços); Quebra‐cavacos (M = semi‐acabamento);

Classe (metal‐duro com cobertura CVD P25: 3 camadas = interna Ti(C,N) + intermediária Al2O3 + externa TiN).

A Figura 5.14 mostra a codificação ISO de ferramentas de torneamento.

5.4.2 Geometria da ferramenta

A Figura 5.15, mostra uma ferramenta de torneamento e define as superfícies, arestas de corte,

chanfros e quinas. Então, diz‐se como sendo cunha de corte, o corpo limitado pela superfície indicada na

figura. As intersecções das superfícies de saída e de folga formam as arestas. A aresta que se mostra no

sentido da direção de avanço é denominada de aresta principal. Correspondentemente, a aresta que

tem a cunha normal ao sentido de avanço é denominada de aresta secundária. A intersecção das duas

arestas é denominada quina da ferramenta e, muitas vezes, apresenta a forma arredondada.

A superfície de saída (ou face) da ferramenta é aquela sobre a qual escoa o cavaco. Designam‐se

superfícies de folga (ou flancos) aquelas que se justapõem às superfícies recém usinadas das peças; as

superfícies de folga são designadas como principal e secundária. Se houverem chanfros nas arestas de

corte, designam‐se estes de chanfros da aresta principal e da secundária. Pode‐se ainda ter chanfros nos

flancos, denominando então chanfro do flanco principal e chanfro do flanco secundário.

A Figura 5.16 mostra os ângulos de folga (), de cunha () e de saída () medidos no plano per‐

pendicular à aresta principal de corte passando no ponto de referência “D” (ponto médio desta). Como

já mencionado, pode‐se observar que 90o.

A Figura 5.17 mostra a influência do ângulo de saída na deformação do cavaco visando aumentar

sua capacidade de quebra. O trabalho de dobramento do cavaco diminui com o aumento de e, por conseguinte, a temperatura gerada diminui. Mas em materiais de difícil usinagem, o aquecimento é

mais próximo à quina, onde a dissipação de calor é mínima; neste caso, deve‐se diminuir (consequen‐

temente, aumentar ).



Figura 5.14 – Codificação ISO de ferramentas de torneamento para suportes e insertos (pastilhas) intercambiáveis



Figura 5.15 – Superfícies, arestas cortantes, quina e chanfros na ferramenta de torneamento

(a) (b)

Figura 5.16 – (a) ângulos , e medidos no plano de medida; (b) faceamento de material dúctil com +

Ainda com relação à Figura 5.17, quanto menor , maiores os esforços de corte, maior a tempera‐

tura gerada e menor a vida da ferramenta. Assim, a resistência e a dureza do material a usinar são pon‐

tos primordiais na escolha de .

O ângulo de inclinação () protege a quina da ferramenta em cortes interrompidos. O ângulo de

inclinação pode variar de 10 a 10o. Em geral, 5o (Fig.5.18).

O ângulo de posição (r) – também chamado de ângulo de direção, ângulo de ataque ou ângulo

de rendimento – controla o choque de entrada da ferramenta, a espessura (h) e a largura (b) do cavaco

em função do avanço (f) e da profundidade de corte (ap), Figura 5.19. Influencia nos esforços atuantes

na ponta da ferramenta. Modifica a grandeza do ângulo de quina (r) – responsável em garantir resis‐

tência mecânica na ponta da ferramenta.

O arredondamento da quina com um raio de curvatura r promove uma redução da espessura do

cavaco (h) na quina. Se r é muito pequeno, apenas a parte final de h é reduzida. Se r é muito grande,

há uma redução gradual de h, diminuindo Ks na quina e reduzindo a quantidade de calor gerada na

mesma; por outro lado, induz vibrações.



Figura 5.17 – Ferramenta de desbaste com ângulos medidos no plano de medida

(a) (b)

Figura 5.18 – (a) ângulo medido no plano de corte; (b) protegendo a quina da ferramenta

Figura 5.19 – Ferramenta de desbaste com ângulos medidos no plano de referência

5.4.3 Vida da ferramenta

A vida de uma ferramenta pode ser definida como sendo o tempo em que a mesma trabalha efe‐

tivamente, sem perder a capacidade de corte, dentro de um critério previamente estabelecido. Em ou‐

tras palavras, a ferramenta trabalhando em condições normais de corte é usada até que o seu desgaste,



previamente fixado, seja tal que exija a sua substituição. Assim, a ferramenta deve ser substituída quan‐

do se observar:

Valores elevados de desgastes podendo levar à quebra da ferramenta.

Temperaturas excessivas atingidas pela ferramenta.

As tolerâncias dimensionais fogem do controle.

Acabamento superficial deixa de ser satisfatório.

As componentes da força de usinagem aumentam excessivamente.

Quando a abrasão é a principal causa do desgaste de flanco, os padrões de desgaste são relativa‐

mente uniformes e fáceis de mensurar. Por exemplo, o tempo necessário para que o valor médio e/ou

máximo da marca de desgaste de flanco atinja VBB = 0,3 mm e/ou VBmáx = 0,6 mm respectivamente (va‐

lores indicados pela norma ISO 3685) é um padrão usual de fim de vida, embora esta abordagem esteja

mais ligada às falhas na ferramenta que propriamente aos problemas de acabamento e/ou tolerância da

peça. Industrialmente, tais parâmetros podem assumir valores diferentes, pois dependem das condições

de trabalho de cada empresa. A prática utilizada é trabalhar com a ferramenta até que as peças produ‐

zidas saiam das especificações de tolerância dimensional e acabamento superficial ditadas pelo projeto.

Contudo, quando lascamentos gerados por adesão ou sobresolicitações mecânicas e/ou térmicas

são a causa do desgaste de flanco, o padrão é geralmente irregular, resultante principalmente da usina‐

gem de materiais de difícil corte. Neste caso, VBB não mais determina a vida. Recomenda‐se que seja

considerada a largura máxima da marca de desgaste de flanco (VBmáx). A zona onde VBmáx ocorre pode

fornecer informações úteis sobre o mecanismo de desgaste e como ele pode ser reduzido. Em geral,

para caracterizar fim de vida, VBmáx 0,6 mm.

DINIZ et alli mostram que em torneamento de acabamento, VB 0,2 mm para uma qualidade IT7

e VB 0,3 mm para uma qualidade IT8. FERRARESI sugere o controle através: do tempo de corte, do vo‐

lume de material removido ou o número de peças usinadas. Entretanto, a continuação do uso da aresta

de corte depois de superados os critérios preestabelecidos traz sérios riscos, pois valores excessivos de

desgastes causam aumento da força de usinagem e geração de calor, podendo provocar fratura na fer‐

ramenta e danos irreversíveis à peça.

O desgaste de cratera se manifesta sob a forma de cavidade na face da ferramenta. O desenvol‐

vimento deste tipo de desgaste está diretamente ligado à temperatura e à pressão de corte. Ao contrá‐

rio do desgaste no flanco, este não influencia na rugosidade ou na tolerância, mas sim na alteração do

ângulo de saída () e no comprimento de contato cavaco/ferramenta. Em condições térmicas inadequa‐

das e para alguns tipos de materiais da peça pode resultar em fraturas na ferramenta devido à fragilida‐

de da aresta cortante. A profundidade de cratera (KT) entre 0,05 e 0,1 mm é geralmente usada como

critério de fim de vida. Talvez o principal inconveniente de KT esteja na dificuldade de sua quantificação.

Os principais problemas relacionados à fixação de um determinado valor‐limite de desgaste para

o fim de vida da ferramenta estão associados com o tipo de operação:

Em operações de desbaste (onde se toleram altos valores de desgaste), por temer que a ferramenta

quebre, costuma‐se trocar a ferramenta bem antes, com valores de desgaste bastante inferiores à‐

queles que poderiam provocar tal avaria.



Em operações de acabamento é relativamente simples detectar quando as dimensões da peça saem

das faixas de tolerâncias projetadas (desgastes na ferramenta). Em geral, utiliza‐se um calibrador

passa/não‐passa ou algum outro instrumento e procede‐se a medição por amostragem. Neste caso,

não é necessário trocar a ferramenta imediatamente, pois ainda é possível corrigir a posição da fer‐

ramenta e continuar a usinagem com a mesma aresta de corte (compensação de desgastes em má‐

quinas‐ferramentas com comando numérico).

Da mesma forma que diversos fatores influenciam os mecanismos de desgaste, vale salientar que

diferentes variáveis influenciam direta ou indiretamente no tempo de vida de uma ferramenta:

Peça: natureza do material; composição química; processo de fabricação; tratamento térmico; pro‐

priedades físicas, químicas, mecânicas; microestrutura; dimensões e forma.

Ferramenta: tipo de material; geometria; composição; propriedades químicas, físicas e mecânicas;

largura da marca de desgaste de flanco (critério de fim de vida).

Máquina: tipo de máquina; rigidez; velocidade de corte (parâmetro mais significativo), avanço e pro‐

fundidade de corte; área de seção de corte; forma da seção de corte; meio lubrirrefrigerante (tipo,

propriedades lubrificantes, forma de aplicação etc.).

5.4.3.1 Relação da vida da ferramenta com as variáveis dependentes do processo

F. W. TAYLOR demonstrou em 1907 que a relação entre a vida da ferramenta e a velocidade de

corte pode ser expressa aproximadamente pela equação empírica:

yc tv T C (5.6)

Em que:

vc velocidade de corte [m/min]

T tempo de vida da ferramenta [min]

Ct constante cujo valor depende principalmente do material da peça, do material da ferramenta, das

dimensões do corte e do meio lubrirrefrigerante. Seu valor é numericamente igual à velocidade de

corte que dá à ferramenta de corte a vida de 1 minuto.

y expoente cujo valor depende até certo ponto das outras variáveis – máquina, ferramenta e peça. O

expoente y varia usualmente entre 1/3 e 1/10, podendo tomar como valores médios os indicados

na Tabela 5.2. O valor do mesmo mostra quão sensível é a ferramenta à mudança de vc.

A Equação (5.6) pode ser reescrita sob a forma da Equação (5.7)1:

x

xttx

c c

C KT K C

v v

(5.7)

isto é, a vida varia inversamente com a potência “x” da velocidade.

1 A Equação (5.7) define uma reta em um gráfico bi‐logaritmo da função T = f(vc), ou seja: log T log K xlog vc.



Na usinagem de aço, por exemplo, com ferramenta de metal‐duro (x 5), ao se dobrar vc, o tempo T é

reduzido para cerca de 3%. O aço‐rápido (x 7) é ainda mais sensível à mudança da velocidade de corte

(T é reduzido para cerca de 0,8%).

Tabela 5.2 – Valores dos expoentes x e y

Ferramenta Peça x y

Aço‐rápido (AR)

Aço 6 a 8 0,125 a 0,167

Fofo 4 a 7 0,143 a 0,25

Latão 4 0,25

Cobre 7,7 0,13

Alumínio 2,44 0,41

Metal‐duro (MD)

Aço 5 0,2

Fofo 4 0,25

Alumínio 2,44 0,41

Cerâmica Aço 2 0,5

A vida da ferramenta, para uma dada velocidade de corte, é evidentemente influenciada pelas

dimensões do corte. Em 1954, M. KRONENBERG procurou agrupar as equações das velocidades de corte

de diferentes pesquisadores que levavam em consideração a forma e a seção de corte. Desta maneira,

podem ser introduzidas duas relações:

área da seção transversal de corte pA a f e

índice de esbeltez do cavaco pa

Gf

.

Portanto, a equação de Taylor pode ser novamente reescrita:

xx gyvt

ic c

60 C 0,2 GCT

v v A

(5.8)

Em que

xg

x yt v i

0,2 GK C 60 C

A

e:

Cv velocidade de corte obtida experimentalmente que dá à ferramenta de corte uma vida padrão de

60 minutos na usinagem de uma seção A 1 mm2, com G 5. Valores típicos de Cv na Tabela 5.3.

i expoente da área de seção de corte, Tabela 5.4.

g expoente do índice de esbeltez do cavaco, Tabela 5.4.

OBSERVAÇÃO: A área A tem um efeito superior que a forma, caracterizada pelo índice G, pois i g.

5.4.3.2 Exemplo 5.2

Considerando o enunciado do Exemplo 5.1, determine o número de peças fabricadas por tempo

de vida da aresta de corte.



Tabela 5.3 – Valores típicos de Cv para as ferramentas de aço‐rápido e metal‐duro

Dureza Brinell

Tensão de Ruptura

Cv na usinagem de aço c/ ferramenta de:

Cv na usinagem de fofo c/ ferramenta de:

HB r [N/mm2] AR MD AR MD

100 350 85 361 50 240

125 440 64 283 40 200

150 530 51 224 35 160

175 610 42 183 30 130

200 700 34 150 25 100

225 790 30 133 20 80

250 870 26 113 ‐‐‐ 60

275 960 23 101 ‐‐‐ 45

300 1050 20 89 ‐‐‐ 45

325 1170 ‐‐‐ 84 ‐‐‐ ‐‐‐

350 1220 ‐‐‐ 76 ‐‐‐ ‐‐‐

375 1230 ‐‐‐ 68 ‐‐‐ ‐‐‐

400 1400 ‐‐‐ 63 ‐‐‐ ‐‐‐

Tabela 5.4 – Valores dos expoentes i, g e y para as ferramentas de aço‐rápido e metal‐duro

Ferramenta Material Cv [m/min] i g y 1/x

Aço‐rápido (AR)

Aço Tabela 5.3

0,28 0,14 0,125 a 0,167

Fofo 0,20 0,10 0,143 a 0,25

Latão 100 0,31 0 0,25

Cobre 45 0,23 0 0,13

Alumínio 77 0,29 0 0,41

Metal‐duro(MD)

Aço Tabela 5.3

0,28 0,14 0,20

Fofo 0,20 0,10 0,25

Latão 1000 0,10 0 ‐‐‐

Cobre 850 0,10 0 ‐‐‐

Alumínio 1650 0,10 0 0,41


Considerando a rotação constante em n 1115 rpm, tem‐se o aumento do tempo de vida (T)

com a diminuição do diâmetro da peça (d), pois a velocidade de corte diminui.

Consultando as Tabelas 5.3 e 5.4, obtém‐se pela Equação 5.8:

x 5 5y g 0,2 0,14v

i ii 0,28 5ii i

1000 60 C (0,2 G) 1000 60 215 (0,2 5) 1 174,078T T

dA d n 0,45 1115 d

Portanto: T1 = 18 min 37 s; T2 = 21 min 47 s; T3 = 25 min 37 s; T4 = 30 min 18 s; T5 = 36 min 02 s.

Com isso, o tempo médio de vida da aresta de corte é de 26 min 28 s. Visto que o tempo de corte

de uma peça é 6 min 44 s, o número de peças usinadas por aresta é aproximadamente igual a 4.

Considerando a velocidade de corte constante para d0 100 mm, tem‐se:



5 5

0 00

174,078 174,078T T 16 min

d 100

Sabendo que o tempo de corte de uma peça é 6 min 07 s, o número de peças usinadas por aresta

fica entre 2 e 3 peças (2 peças três primeiros passes da peça 3 16 min).

5.5 Operações de Torneamento

O torneamento é um processo de usinagem muito utilizado pela indústria mecânica por causa do

grande número de formas geométricas que pode gerar em suas diferentes operações, além de sua alta

taxa de remoção de material. São operações de corte externo (Fig. 5.20) e interno (Fig. 5.21): tornea‐

mento radial de superfície (faceamento); torneamento cilíndrico; torneamento cônico; torneamento

radial de entalhe circular (sangramento); roscamento etc.

Quanto à forma da trajetoria da ferramenta de corte em torneamento, a operação pode ser

retilínea ou curvilínea.

(a) (b)

(c) (d) (e)

Figura 5.20 –Torneamento externo: (a) faceamento; (b) cilíndrico; (c) cônico; (d) sangramento; (e) roscamento

O torneamento retilíneo radial consiste da operação de corte na qual a ferramenta se desloca

segundo uma trajetória retilínea, perpendicular ao eixo principal de rotação da máquina. Quando o

torneamento radial visa a obtenção de uma superfície plana, a operação é chamada de faceamento

(externo, Fig. 20a ou interno, Fig.21a). Quando o torneamento radial visa a obtenção de um entalhe

circular, a operação é denominada sangramento radial (externo, Fig. 20d ou interno, Fig.21d).

O torneamento retilíneo cilíndrico consiste da operação de corte na qual a ferramenta se desloca

segundo uma trajetória paralela ao eixo principal de rotação da máquina. A operação pode ser externa

(Fig. 5.20b) ou interna (Fig. 5.21b). Quando o torneamento retilíneo cilíndrico visa obter na peça um



entalhe circular na face perpendicular ao eixo principal de rotação da máquina, a operação é dita

sangramento axial.

(a) (b)

(c) (d) (e)

Figura 5.21 – Torneamento interno: (a) faceamento; (b) cilíndrico; (c) cônico; (d) sangramento; (e) roscamento

O torneamento retilíneo cônico consiste da operação de corte na qual a ferramenta se desloca

segundo uma trajetória retilínea, inclinada em relação ao eixo principal de rotação da máquina. Pode ser

externa (Fig. 5.20c) ou interna (Fig. 5.21c).

O roscamento é um processo mecânico de usinagem destinado à obtenção de filetes, por meio da

abertura de um ou vários sulcos helicoidais de passo uniforme, em superfícies cilíndricas ou cónicas de

revolução. Para tanto, a peça ou a ferramenta gira e uma delas se desloca simultaneamente segundo

uma trajetória retilínea paralela ou inclinada ao eixo de rotação. O roscamento pode ser externo (Fig.

5.20e) ou interno (Fig. 5.21e).

5.6 Esforços de Corte em Torneamento

Tanto na prática como na pesquisa é de grande importância o conhecimento dos esforços de cor‐

te na usinagem. Os esforços encontram aplicação no cálculo da estrutura e dos mecanismos de aciona‐

mento das máquinas operatrizes; estes permitem o cálculo da potência de usinagem e consequente‐

mente a determinação do rendimento da máquina para diferentes cargas e velocidades de trabalho.

Para as aplicações acima, geralmente é suficiente a determinação dos valores médios das compo‐

nentes ortogonais da força de usinagem. Porém, para o mecanismo da formação do cavaco, para estu‐

dos da estabilidade dinâmica da máquina operatriz, é necessária a medida da variação da força. No pri‐

meiro caso diz‐se que se trata de uma medida estática, enquanto no segundo tem‐se a medida dinâmica

da força. As medidas estáticas e dinâmicas da força podem ser obtidas através de sistemas de aquisição

de dados associados a dinamômetros, em geral, transdutores piezelétricos.



5.6.1 Força de usinagem

A força de usinagem em torneamento ilustrada pela Figura 4.5a (norma ABNT NBR 12545) pode

ser representada através das componentes ortogonais da força de usinagem. Foi mencionado na Seção

4.2 que a parcela “Fz” projetada sobre a direção de corte é a força de corte (Fc); a parcela normal à dire‐

ção de corte “Fx” projetada sobre a direção de avanço é a força de avanço (Ff); a parcela radial “Fy” pro‐

jetada perpendicularmente ao plano de trabalho é a força passiva ou de profundidade (Fp).

A Figura 5.22 mostra as componentes ortogonais (Fx, Fy, Fz) no torneamento longitudinal externo.

O gráfico corresponde respectivamente aos valores das forças Ff (verde) Fp (vermelho) e Fc (azul). No

torneamento de aços em geral com ferramentas de metal‐duro, considera‐se a seguinte proporção mé‐

dia entre as componentes da força de usinagem:

p cfF FF

2 5 9 (5.9)

o que pode ser visto qualitativamente no gráfico (Ff : Fp : Fc 5 : 6 : 14 com r 75o).

Figura 5.22 – (a) componentes ortogonais da força de usinagem; (b) forças após 30 segundos de usinagem com ferramenta nova de metal‐duro (vc = 350 m/min, f = 0,3 mm/volta, ap = 1,5 mm;)

A intensidade da força de usinagem pode ser determinada pela Equação 5.10.

2 2 2f p cF F F F (5.10)

O conhecimento do comportamento e da ordem de grandeza dos esforços de corte nos processos

de usinagem é de fundamental importância, pois eles afetam: a potência necessária ao corte (utilizada

para o dimensionamento do motor do torno); a capacidade de obtenção de tolerâncias apertadas; a

temperatura de corte; e o desgaste da ferramenta.

Existem duas abordagens no estudo dos esforços de corte: abordagem teórica, baseando‐se na

fenomenologia de formação do cavaco (computa os diversos esforços que ocorrem em torno do plano

de cisalhamento do cavaco e da superfície de saída da ferramenta no corte ortogonal); abordagem em

pírica, em que os esforços são equacionados usando coeficientes extraídos de resultados experimen‐

tais. Aqui se dará ênfase à segunda abordagem.



5.6.1.1 Determinação empírica da força de corte

A força de corte pode ser expressa pela Equação 5.11:

c s sF K A K b h (5.11)

onde Ks é a pressão específica de corte e A é a área da seção transversal de corte, onde: A bh apf.

Existem diversas teorias baseadas em resultados experimentais para o cálculo da pressão especí‐

fica de corte, dentre eles: F. W. TAYLOR, ASME – American Society of Mechanical Engineers, AWF –

Ausschuss für Wirtschaftliche Fertigung, HUCKS e KRONENBERG.

Em 1951, buscando uma formulação simples e precisa, KIENZLE apresentou a Equação 5.12 que uti‐

liza a espessura de corte. Através de testes práticos, obteve‐se a representação gráfica da pressão espe‐

cífica de corte Ks para um determinado par peça‐ferramenta, como na Figura 5.23. Sabendo que uma

diminuição ou aumento no ângulo de saída () propicia respectivamente um aumento ou diminuição da

força de corte, faz‐se uma correção de 1,5% para cada grau de variação do ângulo em relação aos valo‐

res utilizados por KIENZLE em suas experimentações ( 6o para aço e 2o para ferro fundido).

zs s1K K h (5.12)

onde Ks1 e z são constantes do material.

Figura 5.23 – Variação da pressão específica de corte com a espessura de corte: (a) representação aritmética; (b)

representação log log

Substituindo a Equação 5.9 em 5.8, tem‐se a força de corte Fc [N] segundo KIENZLE:

Aço: o 1 z

c s1F 1 (0,015 ( 6 )) K b h (5.13)

Ferro‐fundido: o 1 z

c s1F 1 (0,015 ( 2 )) K b h (5.14)

A Tabela 5.5 apresenta os valores de 1z e Ks1 dos materiais ensaiados por KIENZLE.

5.6.1.2 Exemplo 5.3

Considerando o enunciado do Exemplo 5.1, determine a estimativa da força de corte segundo a

equação empírica de KIENZLE.

Ks1

z

Ks

Ks



Tabela 5.5. Valores dos parâmetros 1z e Ks1 para diferentes materiais

Material t [N/mm2] 1z Ks1

Aço DIN 16 Mn Cr 5 532 0,84 2000

15 Cr Mo 5 590 0,83 2290

18 Cr Ni 6 630 0,70 2260

34 Cr Mo 4 800 0,79 2240

42 Cr Mo 4 1070 0,84 2320

50 Cr V 4 600 0,74 2220

105 W Cr 6 744 0,71 2000


Aço ABNT 1020 500 0,83 1800

1030/1035 520 0,74 1990

1040 620 0,83 2110

1045 670 0,86 2220

1050 720 0,70 2260

1060 770 0,82 2130

4137 600 0,79 2240

4140 730 0,74 2500

4320 630 0,70 2260

6150 600 0,74 2220

8620 770 0,74 2100

9260 960 0,73 1270

52100 640 0,71 1600


Ferro Fundido HRc 46 0,81 2060

FoFo GGL 14 124 0,79 950

FoFo GGL 18 124 0,87 750

FoFo GG 26 HB 200 0,74 1160


Conforme a Equação 5.13, a força de corte é dada por: o 1 zc s1F 1 0,015 6 k h b

Então: po

r or

a 1,5h f sen 0,3 sen75 0,290 e b 1,553

sen sen75

Da Tabela 5.5, chega‐se a: o o 0,83c cF 1 0,015 6 6 2110 0,29 1,553 F 1383 N

5.6.2 Vibração

A vibração da força de usinagem em altas frequências é proveniente do próprio mecanismo de

formação do cavaco, enquanto que a variação da força em baixas frequências é devida aos diferentes



processos de corte (corte interrompido na operação de fresamento, brochamento etc.) e às irregulari‐

dades do sistema de acionamento (peças rotativas desbalanceadas, defeitos de engrenagens, correias

etc.). Neste caso deve ser considerado o fenômeno da ressonância entre uma das fontes perturbadoras

com um dos modos naturais de vibração da máquina. O próprio fenômeno de corte, em determinadas

condições, pode provocar vibrações auto‐excitadas, fazendo a máquina vibrar com frequência próxima

de uma de suas frequências naturais.

Durante a usinagem, a deformação plástica e o atrito entre o cavaco, a ferramenta de corte e a

peça produzem vibrações. As oscilações da força de corte também produzem vibrações. Com o decorrer

do tempo e com o conseqüente desgaste da ferramenta, o sinal de vibração apresenta alterações de

freqüência e intensidade. Assim, a vibração indica um fenômeno que varia com o tempo. Além disso,

quando a ondulação alcança a superfície do material, gera deslocamentos chamados Ondas de Rayleigh.

Para evitar vibrações auto‐excitadas no torneamento cilíndrico externo (Fig. 5.24): L/D 1,5 fi‐

xação em balanço; L/D 1,5 fixação com contraponto.

Figura 5.24 – Relação comprimento (L) versus diâmetro (D) no torneamento cilíndrico externo

Além da dificuldade de refrigeração na região de corte e da dificuldade na expulsão/saída de ca‐

vacos, o torneamento cilíndrico interno (Fig. 5.21b) apresenta grande tendência a vibrações por causa

do comprimento da barra da ferramenta. Nestas operações em casos que apresentam uma relação pro‐

fundidade/diâmetro elevada, tem‐se na prática um trabalho especialmente crítico. Neste caso, devem

ser empregados suportes esbeltos (barras) de ferramentas, cujos diâmetros naturalmente devem ser

menores que o diâmetro do furo (Fig. 5.25).

Figura 5.25 – Ação da ferramenta na peça no torneamento cilíndrico interno

Estas condições geométricas acarretam em pequena rigidez para o sistema, de tal forma que a e‐

lasticidade e a deformação na usinagem passam a ser definidas primordialmente pelo suporte da ferra‐



menta. Ademais, como este sistema em geral apresenta baixo amortecimento, a resposta vibratória

pode assumir valores elevados em caso de instabilidade.

5.6.3 Potência de usinagem

A potência de usinagem resulta da soma das potências necessárias para cada componente da for‐

ça de usinagem, bem como do produto da velocidade pela força e pelo cosseno do ângulo entre ambas.

Assim, somente os componentes de corte e avanço contribuem para a potência de usinagem.

Uma máquina‐ferramenta gera potência para girar seu eixo‐árvore e executar os movimentos de

corte e avanço. Assim, podem‐se estabelecer relações para as potências de corte e de avanço:

Potência de Corte [kW]: c cc 3

F vP

60 10

(5.15)

Potência de Avanço [kW]: f ff 6

F vP

60 10

(5.16)

onde:

Velocidade de Corte [m/min]: c

d nv

1000

(5.17)

Velocidade de Avanço [mm/min]: fv f n (5.18)

em que n rotação da peça [rpm] e d diâmetro da peça [mm].

Portanto, a relação entre as potências de corte e de avanço fica:

c c c c

f f f f

P 1000 F v F d 9 d

P F v F f 2 f

Considerando uma situação hipotética extrema em que d 10 mm e f 1 mm/volta (d é muito

pequeno e f é muito grande), de modo a tornar a relação Pc/Pf a menor possível, tem‐se:

c

f

P4,5 10 141,4

P

Ou seja, a potência de avanço é no mínimo 140 vezes menor que a potência requerida ao corte

para uma operação de usinagem. Isto permite desprezar Pf no cálculo da potência do motor (Pm). Assim:

c

m

PP

(5.19)

onde é o rendimento da máquina operatriz.

Em máquinas convencionais, que possuem engrenagens ou correias para transmissão do movimento:

65% 85%.

Em máquinas modernas, onde o motor tem variação contínua de rotação e a transmissão é realizada

sem elementos de transmissão (motor acoplado): 85% 95%.



5.6.3.1 Exemplo 5.4

Considerando o enunciado do Exemplo 5.1 e o resultado do Exemplo 5.3, determine o rendi‐

mento da máquina‐ferramenta durante a operação de corte.


O maior rendimento acontecerá no maior diâmetro (d0 100 mm), pois é nesta situação que a

velocidade de corte é máxima para uma rotação n 1115 rpm. Das Equações 5.15 e 5.19:

c cc m

m

F d n F d n 1383 100 1115P P 54,9%

60 1000 60 1000 P 60 1000 20 735,55

Isto mostra que a máquina está subutilizada para as operações de corte em questão, visto que o

rendimento de uma máquina CNC fica em torno dos 95%. Uma máquina de 12 cv atenderia a

esta necessidade (trabalharia a 91,5% da sua capacidade).

5.7 Qualidade das Peças Torneadas

A qualidade de um produto é sempre de grande importância na fabricação. Deve‐se dar a máxima

prioridade a ela durante o planejamento do processo de usinagem. A qualidade de uma peça usinada

(torneada, fresada, furada, retificada etc.) pode ser expressa sob a forma de parâmetros geométricos

(dimensão, forma, acabamento etc.), parâmetros físicos (condutividades elétrica, térmica e magnética

etc.), parâmetros químicos (resistência à corrosão etc.) e parâmetros mecânicos (dureza, resistência à

fadiga etc.). Estes parâmetros da peça são determinados pelo projetista, de acordo com as condições

nas quais o produto irá funcionar. O grau de coincidência dos parâmetros reais obtidos depois que uma

peça é fabricada, com os parâmetros definidos no projeto da peça, representa a qualidade da peça.

Para uma maior conveniência de análise, o grau de coincidência entre os parâmetros macrogeo‐

métricos (forma, dimensão, posição) de uma peça obtidos depois da usinagem, e aqueles especificados

no projeto da peça, é definido aqui como precisão de usinagem. O grau de coincidência entre os parâ‐

metros microgeométricos reais (rugosidade) e os parâmetros das propriedades físico‐mecânicas das

superfícies das peças, obtidos depois da usinagem de uma peça, com aqueles especificados no projeto

da peça é definido aqui como qualidade da superfície.

A precisão de usinagem é expressa quantitativamente pela magnitude dos erros de usinagem. Um

erro de usinagem é definido como a diferença entre os parâmetros de uma peça usinada e aqueles de

uma peça perfeita (absolutamente precisa) especificada no desenho. O erro de usinagem varia de peça

para peça, mesmo num mesmo lote. Apesar de que erros de usinagem sempre ocorrem nos processos

de fabricação, uma peça pode ser considerada aceitável, desde que a magnitude do erro de usinagem

não exceda os limites de tolerância. A tolerância representa o erro de usinagem máximo permissível. A

precisão de fabricação exigida de uma peça é especificada pelo projetista, enquanto que as exigências

para se atingir aquela precisão, são especificadas pelo processista.



Os fatores que podem causar erros na usinagem são divididos em três grupos básicos: (a) prepa‐

ração inadequada da máquina; (b) fixação imprecisa da peça; (c) movimento relativo real (imperfeito)

entre ferramenta e peça no processo de usinagem.

5.7.1 Precisão dimensional e tolerâncias

A Figura 5.26 mostra os erros dimensionais e geométricos comuns em torneamento.

(a) Erro de forma (b) Erro de dimensão (c) Erro de posição (d) Rugosidade

Figura 5.26 – Exemplos de erros geométricos

Erros de forma. A forma cônica da peça gerada no torneamento longitudinal externo (Fig. 5.26a)

ocorre por má fixação da peça na máquina‐ferramenta em relação ao eixo de trabalho, gerando o

desvio. O abarrilamento na peça surge quando ela sofre flexão por efeito da componente passiva da

força de usinagem (direção radial), principalmente quando se tem L/D grande. No torneamento lon‐

gitudinal interno, o problema de circularidade é causado quando o tubo fixado externamente por

uma placa de três castanhas, por exemplo, produzirá após a soltura da peça da placa uma forma dife‐

rente da redonda inicial em decorrência da deformação elástica.

Erro de dimensão. A geração de diâmetro da peça fora das tolerâncias (Fig. 5.26b) é causada por

deformações do torno pelo aumento da força de usinagem e pelo desgaste da ferramenta de corte.

Erros de posição. O desvio dos eixos de dois cilindros que teoricamente deveriam ser concêntricos é

decorrente da fixação imprecisa da peça nas castanhas (Fig. 5.26c).

Rugosidade. Causada por vibrações que são geradas pela rigidez insuficiente da máquina‐

ferramenta, materiais de peça e geometrias de ferramenta utilizadas, ou mesmo pelo desgaste da

ferramenta. A presença de APC, ocorrendo em baixas velocidades de corte, deteriora a qualidade da

superfície usinada. A formação inadequada de cavacos afeta a rugosidade do componente. A oxida‐

ção da superfície da peça pode fazer com que a rugosidade fique fora dos valores especificados. A Fi‐

gura 5.26d esquematiza a rugosidade afetada pelos problemas citados.

Dentre os vários parâmetros da precisão de usinagem, a precisão da forma da superfície da peça

depende da ferramenta e também dos movimentos relativos entre a ferramenta e a peça. Os fatores

que afetam a precisão de processos de usinagem são:

Imprecisão teórica: simplificação de trajetórias da ferramenta na usinagem.

Imprecisão geométrica de máquinas e ferramentas: fabricação imprópria e/ou desgaste.

Falta de rigidez no sistema MFP (máquina/ferramenta/peça): variação da intensidade da força de

usinagem (alterações em ap e na dureza da peça); variação da posição de atuação da força de usina‐



gem (mudança na rigidez do sistema MFP); variação da força de fixação (ferramenta e/ou peça); va‐

riação de outras forças externas (gravitacionais, inerciais etc.).

Deformação térmica do sistema MFP: aquecimento dos elementos (máquina, ferramenta e peça)

devido ao calor originado de várias fontes – processo de corte, atrito entre os componentes da má‐

quina e unidade de potência.

Deformação da peça devido a tensões internas: são produzidas tanto em processos a quente (p.ex.

peças previamente fundidas, forjadas, soldadas) quanto a frio (p.ex. peças previamente estampadas

ou usinadas). Em processos a quente, as tensões internas ocorrem devido a diferentes taxas de res‐

friamento em vários pontos, e a transformação na estrutura metalográfica do material. Em processos

a frio, as tensões são causadas principalmente pela deformação plástica da peça a baixa temperatu‐

ra, e também devido ao calor da usinagem.

Erros de medição: não alteram a forma ou o tamanho da peça. Porém, os efeitos são os mesmos

comparados com os erros de usinagem. As razões principais são: imprecisão dos instrumentos, medi‐

ções executadas de forma inadequada, influência da temperatura ambiente.

As tolerâncias de um produto devem ser alcançadas no processo de fabricação. Isto é garantido

pela tecnologia de medição.

5.7.2 Acabamento de superfícies

A qualidade superficial é outro aspecto que indica a precisão de usinagem. Ela se refere ao aca‐

bamento da superfície (textura) e ao estado físico‐mecânico da camada superficial (integridade) e afeta

o funcionamento apropriado e a vida em serviço das peças.

5.7.2.1 Textura

A precisão de usinagem é expressa quantitativamente pelo erro de usinagem. O acabamento usi‐

nado é expresso quantitativamente pela rugosidade. A rugosidade de uma superfície é gerada por: fato‐

res geométricos (geometria da ferramenta e avanço); deformação plástica do material na superfície;

vibração do sistema MFP durante a usinagem.

A rugosidade de uma peça usinada depende de diversos fatores tecnológicos, tais como: material

da peça, material da ferramenta, geometria da ferramenta, condições de corte, rigidez do sistema MFP,

etc. A rugosidade é um tipo de desvio microgeométrico ou micro‐irregularidades da superfície usinada.

Ela aparece em todas as superfícies – independente de quão lisas as superfícies pareçam ser.

A rugosidade influencia significativamente o desempenho das peças em trabalho. Para garantir no

produto: qualidade, estender sua vida em serviço e reduzir seus custos de produção, a rugosidade deve

ser precisamente especificada no projeto e cuidadosamente controlada na fabricação.

Genericamente pode‐se dizer que uma operação de torneamento consegue obter qualidades na

faixa de IT6 a IT11 e acabamentos superficiais com rugosidade média (Ra) de 0,8 a 6,3 m, sendo que

tolerâncias e acabamentos mais apertados são conseguidos em operações de acabamento. A obtenção

ou não de tolerâncias apertadas depende de muitos fatores, dentre os quais os principais são:

material da peça;



condições de usinagem (meio lubrirrefrigerante e parâmetros de corte) e rigidez do sistema MFFP

(máquina, ferramenta, sistema de fixação e peça);

geometria e estado da ferramenta.

Muitas vezes, quando se deseja maior precisão na peça, a operação de torneamento é seguida

por uma operação de retificação cilíndrica.

No processo de torneamento, se o avanço f [mm/volta] é menor que o raio de ponta r [mm] da

ferramenta, o valor de Ra [m] é calculado aproximadamente pela Equação 5.20:

2 2

a

1000 f fR 32,075

r18 3 r

(5.20)

5.7.2.2 Integridade

Em processos de usinagem, a porção de material mais próxima da superfície externa deforma‐se

plasticamente. Isto ocorre devido à entrada da ferramenta na peça, ao atrito entre o flanco da ferra‐

menta e a superfície, e também devido ao efeito do raio de quina da ferramenta. Portanto, a superfície

externa da peça tem um comportamento diferente do material interno.

O diagnóstico do estado físico‐mecânico da camada superficial encontra‐se em estágio de investi‐

gação experimental. Padrões completos de avaliação ainda não estão consolidados. Entretanto, sabe‐se

que as variações das propriedades do material na superfície são causadas por encruamento, mudanças

metalográficas (calor gerado) e tensões residuais.

O encruamento da superfície externa é causado pela deformação plástica do material, resultando

no aumento de sua microdureza.

Grande parte da energia consumida na usinagem é transformada em calor, que resulta no aumen‐

to da temperatura na região de corte. No processo de torneamento (assim como nos demais processos

de usinagem com ferramentas de geometria definida), a maior parte do calor é retirada pelos cavacos, e

a temperatura na superfície da peça não é muito alta. Entretanto, em operações onde se consome uma

elevada quantidade de energia (como no processo de retificação) a temperatura na superfície da peça

pode alcançar a temperatura crítica de transformação do material. Esta condição causa a mudança me‐

talográfica na superfície da peça.

A tensão residual é gerada na camada superficial após a usinagem por diferentes causas:

O material da peça expande quando aquecido pelo calor do processo e se contrai quando resfriado.

O material interno resiste a esta expansão e a esta contração, resultando em tensões residuais de

tração na superfície da peça.

O material externo (na superfície) deforma plasticamente por extrusão e atrito com a ferramenta,

enquanto que o material interno (próximo à superfície) deforma elasticamente. Depois da usinagem,

a recuperação da deformação elástica do material interno é restringida pelo material da superfície

que deformou plasticamente. Isto resulta em tensão residual, normalmente de compressão.

A variação metalográfica da camada superficial resulta na sua alteração volumétrica (expansão ou

contração) restringida pelo material interno, que resulta em tensão residual (compressiva ou trativa).



5.8 Condições Econômicas de Usinagem

Na Seção 3.5 foi falado sobre os Parâmetros de Corte e afirmou‐se que quão pequena (opera‐

ções de desbaste) ou quão grande (em operações de acabamento) deve ser a velocidade de corte, de‐

pois de escolhidos o avanço e a profundidade de corte, depende das Considerações Econômicas do Pro‐

cesso de Usinagem.

Se a velocidade de corte utilizada for imediatamente superior à velocidade crítica (velocidade a‐

baixo da qual se tem a formação da aresta postiça de corte), os desgastes serão pequenos, com conse‐

quente longo tempo de vida e pequenos custos com ferramentas de corte. Porém, o tempo de corte por

peça será alto (devido à baixa velocidade), acarretando baixa produção horária e aumento de custos

com utilização de máquina e operador. Há que se considerar aqui que, neste caso, a ferramenta será

substituída poucas vezes, o que diminui os tempos passivos devido à troca da ferramenta.

Por outro lado, se a velocidade de corte utilizada for muito superior à velocidade crítica, os des‐

gastes serão grandes, com consequente curto tempo de vida e altos custos com ferramentas de corte.

Porém, o tempo de corte por peça vai ser baixo, acarretando menor utilização da máquina e do opera‐

dor, com custos menores. Nesse caso pode acontecer também de a vida ser tão baixa e o número de

vezes que se tem de parar a máquina para substituir a ferramenta ser tão alto que também o tempo

total de produção de uma peça (que soma, aos tempos de corte, todos os tempos passivos) seja alto,

apesar do pequeno tempo de corte.

Existe então um valor intermediário de velocidade entre a velocidade crítica e uma velocidade

muito superior a ela, onde se tem os menores custos de produção. Nesse ponto, a velocidade de corte é

chamada de velocidade de mínimo custo (vco). Por outro lado, existe também um valor intermediário de

velocidade, onde se tem o menor tempo total de fabricação de uma peça. Nesse ponto, a velocidade de

corte é chamada de velocidade de máxima produção (vcmxp).

Toda essa análise não leva em consideração as condições de contorno do processo, como quali‐

dade da peça, condições do sistema MFP etc.

5.8.1 Ciclos e Tempos de Usinagem

O ciclo de usinagem de usinagem de uma peça, pertencente a um lote de Z peças, é constituído

diretamente pelas seguintes fases:

1. Colocação e fixação da peça.

2. Aproximação e posicionamento da ferramenta.

3. Corte

4. Afastamento da ferramenta.

5. Inspeção (se necessária) e retirada da peça.

Além dessas fases, tomam parte indiretamente no ciclo de usinagem (para um lote de Z peças):

a) Preparo da máquina.

b) Remoção da ferramenta para sua substituição.

c) Recolocação e ajustagem da nova ferramenta.



O tempo total de usinagem de uma peça (tt), dentro de um lote de Z peças, será:

t c 1 2t t t t (5.21)

onde:

tc tempo de corte (fase 3), que diminui com o aumento da velocidade de corte (vc), Equação (5.4):

f f f

c

f c

L L d Lt

v f n 1000 f v

t1 tempo improdutivo, referente à colocação, inspeção e retirada da peça, aproximação e afastamento

da ferramenta, substituição da ferramenta e preparo da máquina para a usinagem de um lote, que

é independente de vc, Equação (5.22):

p ft

1 s a

t tt t t

Z

Em que:

ts tempo secundário (fases 1 e 5)

ta tempo de posicionamento (fases 2 e 4)

tp tempo de preparação ou setup (fase a)

tft tempo de ajuste da ferramenta (fases b e c)

t2 tempo relacionado com a troca da ferramenta, Equação (5.23). Quanto maior vc, menor o tempo de

vida da ferramenta (T) (vide Equação 5.8) e maior o número de paradas da máquina para a substitu‐

ição da mesma.

x 1

ft ft f cf2 c x

c c

t t d L vd Lt t

T 1000 f v K v 1000 f K

(5.23)

Substituindo na Equação (5.21), tem‐se:

1 x 1ftf f

t c 1 c

td L d Lt v t v

1000 f 1000 f K

(5.24)

A Figura 5.27 representa a variação das três parcelas da Equação (5.21) em função da velocidade

de corte. Vê‐se na figura que o tempo de corte (tc) diminui com o crescimento da velocidade de corte, o

tempo t1 é independente da velocidade de corte e o tempo t2, relativo à troca da ferramenta, aumenta

com a velocidade de corte.

O valor da velocidade de máxima produção (mínimo tempo de produção) é o ponto de mínimo da

função expressa na Equação (5.24). Admitindo‐se o avanço (f) e a profundidade de corte (ap) constantes,

a velocidade de corte de máxima produção (vcmxp) é dada por:

ft2 x 2 xt ftf fc c c

c

x 1 tdt td L d L0 v x 1 v 0 1 v

dv 1000 f 1000 f K K



xcmxp

ft

K v

x 1 t

(5.25)

Figura 5.27 – Tempo de produção por peça em função da velocidade de corte

5.8.2 Custos de Produção

Para a determinação da velocidade econômica de corte (velocidade de mínimo custo de produção

de uma peça), devem‐se considerar apenas os custos referentes ao processo propriamente dito (despe‐

sas com ferramentas e com a ocupação de máquinas e operadores). Assim, estes custos são dados por:

p 1 p1 p2K C K K (5.26)

onde:

C1 constante independente da velocidade de corte [R$/peça], Equação (5.27):

11 2

t 1C C

60 Z

(5.27)

Em que:

C2 soma das despesas com mão‐de‐obra (Sh) e com máquina (Sm) [R$/peça]: 2 h mC S S

Kp1 custo relativo ao processo de usinagem, Equação (5.28):

c f

p1 2 2

c

t d LK C C

60 60 1000 f v

(5.28)

Kp2 custo relacionado com a troca da ferramenta, Equação (5.29):

x 1

c f cp2 3 3

t d L vK C C

T 1000 f K

(5.29)

Em que:



C3 constante de custo relativo à ferramenta [R$/peça]: ft3 ft 2

tC K C

60

Kft custo da ferramenta (ou aresta de corte de pastilha intercambiável) por vida.

Substituindo na Equação (5.26), tem‐se:

1 x 13f 2 f

p 1 c c

Cd L C d LK C v v

60000 f 1000 f K

(5.30)

O custo de usinagem de uma peça (Kp) se compõe de 3 parcelas, mostradas na Figura 5.28. A pri‐

meira C1 independe da velocidade de corte (vc). A segunda (Kp1) diminui à medida que vc cresce. A tercei‐

ra (Kp2) aumenta com o crescimento de vc, já que o expoente (x1) é sempre positivo.

Figura 5.28 – Custo de produção por peça em função da velocidade de corte

O valor mínimo de Kp (admitindo‐se f e ap constantes) é obtido quando a derivada da Equação

(5.30) em função da velocidade de corte for nula. Assim:

p 32 x 2 x3f 2 f 2c c c

c

dK x 1 CCd L C d L C0 v x 1 v 0 v

dv 1000 f 60 1000 f K 60 K

2

xco

3

C K v

60 x 1 C

(5.31)

5.8.3 Intervalo de Máxima Eficiência

A Figura 5.29 mostra o gráfico das curvas de custo total de usinagem por peça (Kp) e de tempo to‐

tal de confecção (tt) de uma peça em função da velocidade de corte (vc). Define‐se Intervalo de Máxima

Eficiência (IME) o intervalo de valores de velocidade de corte compreendido entre vco e vcmxp.

É muito importante que os valores de vc a serem utilizados realmente estejam neste intervalo. Por

exemplo, se a vc utilizada estiver logo abaixo de vco (portanto, fora do IME), o custo da peça usinada vai

ser bem próximo do mínimo, mas o tempo para fabricá‐la vai ser bem alto. Como pode ser visto na Figu‐

ra 5.29, existe outro valor de vc, dentro do IME, onde o custo da peça é idêntico, mas o seu tempo de



fabricação é bem menor. O mesmo se pode falar do outro extremo do IME. Se o valor de vc for logo aci‐

ma do valor de vcmxp (e assim, fora do IME), o tempo de confecção de uma peça é bem próximo do mí‐

nimo, mas o seu custo de fabricação é alto. Analogamente, pode‐se ver na Figura 5.29 que há outro

valor de vc dentro do IME para o qual o tempo de fabricação é idêntico, mas o seu custo é bem menor.

Figura 5.29 – Intervalo de máxima eficiência (IME)

Vale ressaltar que toda a análise feita foi baseada na escolha prévia de f, de ap e da ferramenta.

Essas escolhas devem ser feitas baseados nas condições de contorno do processo, tais como: tipo da

operação (desbaste ou acabamento), potência da máquina, rigidez do sistema MFP etc., conforme já foi

discutido na Parte 1 da disciplina.

Para concluir a Seção 5.8, deve‐se afirmar um princípio que nem sempre é bem entendido no

meio produtivo, que resulta da análise feita acima: “nem sempre aumentar a velocidade de corte signi

fica aumentar a produção horária de peças, e nem sempre diminuir a velocidade de corte significa

diminuir os custos de produção.”

5.8.3.1 Exemplo 5.5

Pretende‐se tornear uma peça cujos dados encontram‐se na Tabela 5.6 que se segue. A partir dos

dados fornecidos, determinar: (a) o intervalo de máxima eficiência (IME); (b) o custo mínimo [R$] de

produção do lote; (c) o tempo mínimo [min] de produção do lote.

Tabela 5.6 – Dados do Exemplo 5

DADOS GERAIS

Material da Peça Peça de aço ABNT 4320, rt = 630 MPa, faceada e centrada, com 80 mm.

Operação Corte para d = 75 mm em um único passe, no comprimento L = 200 mm.

Máquina‐ferramenta Torno CNC com potência do motor de 20 cv e rendimento = 95%.

A máquina trabalha em 3 turnos diários (6 a 8) horas.

Ferramenta Pastilha intercambiável de metal‐duro tipo SNMG 120408 PM 4025 (quadrada, classe P25)

com 8 gumes e geometria = 75o, = 0o, = 6o, = 6o, r = 0,8 mm.

Condições de corte Deseja‐se uma rugosidade média (Ra) menor ou igual a 5 m na usinagem a seco.



CUSTO RELATIVO À MÁQUINA E À MÃO‐DE‐OBRA

Salário do operador + salário máquina (inclusive sobretaxas) C2 = Sh + Sm [R$/hora] 60,00

CUSTO RELATIVO À TROCA DA FERRAMENTA

Custo da ferramenta por vida do gume Cf [R$/gume] 5,00

DADOS AUXILIARES

Tempo de troca do gume ferramenta tf [min] 0,50

Tempo de aproximação e afastamento ta [min/peça] 0,20

Tempos secundários ts [min/peça] 0,36

Tempo de preparo da máquina tp [min] 35

Tamanho do lote Z 1800


1) Determinação do avanço e da profundidade de corte:

Como Ra 5 m, tem‐se pela Equação (5.20):

2 2

a

f fR 32,075 5 32,075 f 0,3531 mm/volta adota‐se f 0,350 mm/volta

r 0,8

Pelos dados do problema, para obter 75 mm a partir de 80 mm, deve‐se usar ap 2,5 mm

2) Vida da ferramenta (Equação 5.8):

xx ggy ypv v

i icc p

a60 C 0,2 G C60T

v 5 fv A a f

Consultando as Tabelas 5.3 e 5.4, obtém‐se:

5 50,140,2

0,28c c

60 176 2,5 435,58T T

v 5 0,35 v2,5 0,35

3) Tempo de usinagem de uma peça (Equação 5.24):

ftf ft 1

c c

td L d Lt t

1000 f v 1000 f v T

5

ct

c c

v75 200 35 0,5 75 200t 0,36 0,20 0,5

1000 0,35 v 1800 1800 1000 0,35 v 435,58

5

ct

c c

v134,64 134,64t 0,5792

v 2 v 435,58



4

ct

c

v134,64 t 0,5792

v 694,70

4) Velocidade de corte de máxima produção (Equação 5.25):

5

5xcmxp cmxp

ft

K 435,58v v 379,2 m/min

x 1 t 5 1 0,5

5) Custo de usinagem de uma peça (Equação 5.30):

3f 2 fp 1

c c

Cd L C d LK C

1000 f v 60 1000 f v T

5

cp

c c

v0,5792 1 75 200 60 75 200K 60 5,5

60 1800 1000 0,35 v 60 1000 0,35 v 435,58

5

cp

c c

v134,64 740,52K 0,5459

v v 435,58

4

cp

c

v134,64 K 0,5459

v 381,46

6) Velocidade de corte de mínimo custo (Equação 5.31):

5

25xco co

3

C K 60 435,58v v 234,74 m/min

60 x 1 C 60 5 1 5,5

7) Verificação da potência da máquina:

Força de Corte (Equação 5.13):

o 1 zc s1F 1 (0,015 ( 6 )) K b h

0,7oc co

2,5F 1 0,015 ( 6 6) 2260 0,35 sen75 F 3230,7 N

sen75

Potência do Motor (Equações 5.15 e 5.19):

c c mm c c

c

60 20 735,55 0,95F v 60 PP v v 259,55 m/min

60 F 3230,7

Isto mostra que para as condições de corte previamente determinadas (f, ap e ferramenta), a

velocidade de corte não deve ultrapassar o valor de aproximadamente 260 m/min.

8) Respostas:



a) Intervalo de Máxima Eficiência: 235 m/min vc 259 m/min

b) Custo mínimo de produção do lote:

O custo mínimo para fabricar uma peça é: 4

cop p

co

v134,64K 0,5459 K 1,2629 R$/peça

v 381,46

O custo mínimo para produzir Z 1800 peças será então R$ 2273,17.

c) Tempo mínimo de produção do lote:

O tempo mínimo de fabricação de uma peça é: 4

cmxp

t t

cmxp

v134,64t 0,5792 t 1,1184 min

v 694,70

O tempo mínimo para produzir Z 1800 peças será então 2013 min ou 33 h 33 min. Por‐

tanto, serão necessários 5 turnos para a confecção do lote.

A Figura 5.30 mostra o gráfico das curvas de custo total de usinagem por peça (Kp) e de tempo

total de confecção (tt)de uma peça em função da velocidade de corte (vc) para o Exemplo 5,

onde se pode observar o IME realçado em verde.

Figura 5.30 – Intervalo de máxima eficiência (IME) do Exemplo 5

O que se pode observar no gráfico da Figura 5.30 é que o custo de produção por peça (Kp) as‐

sociado à vco (K235 R$ 1,26) é praticamente o mesmo que o associado à vcmxp (K259 R$ 1,28). Entretanto, o tempo de produção por peça (tt) é ligeiramente menor no segundo caso (t259 =

1,118 min) que no primeiro (t235 = 1,165 min).

A partir desta análise, é mais vantajoso trabalhar com vc = 259 m/min, já que a máquina não

suporta vc = 379 m/min. Já a avaliação da possibilidade de se aplicar esta última condição é a

proposta do Problema 3.

259 m/min 379 m/min

tt235 m/min

Kp

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 100 200 300 400 500 600 700

Tempo de Fabricação por Peça [min]

Custo de Fabricação por Peça [R$]

Velocidade de Corte

Intervalo de Máxima Eficiência

tempo

custo



5.9 Problemas

1. Uma peça de aço ABNT 1030 laminado a quente deve ser torneada com uma ferramenta de metal‐

duro P10 revestida e geometria: r 80o, 3o, 5o, 5 e r 0,8 mm. O torno CNC possui

potência nominal de 15 cv. A classe de rugosidade especificada é N9 (3,2 m Ra 6,3m).

a) Determinar a faixa de valores de avanço e profundidade de corte para a classe de rugosidade

especificada. Analisar o resultado quanto a sua suscetibilidade à quebra.

b) Calcular a velocidade de corte ótima (segundo Kronenberg) para uma vida da ferramenta de 60

a 100 minutos. Discuta o mecanismo de desgaste predominante com base no valor da veloci‐

dade de corte encontrada.

c) Determinar a força de corte (segundo Kienzle), a potência de corte e o rendimento do torno

CNC na operação de corte.

2. Refaça o Problema 1 considerando a usinagem de ferro fundido GG26 com ferramenta de metal‐

duro K10 revestida.

3. Considere no Exemplo 5.5 a necessidade de se utilizar a velocidade de máxima produção encontra‐

da (vcmxp 379 m/min). Cite quais modificações nas variáveis de entrada do processo devem ser

realizadas. Execute‐as e refaça os cálculos. Que conclusões podem ser tiradas em comparação aos

resultados encontrados no Exemplo 5.5 em termos de tempo e custo de produção?



6 PROCESSO DE FURAÇÃO

6.1 Generalidades

Na usinagem metal‐mecânica há diversas formas de se obter furos em peças. Podem‐se destacar

os seguintes meios: puncionamento, fundição, forjamento, serra‐copo, eletroerosão, oxiacetileno e por

meio de brocas. Será focada a atenção apenas na obtenção de furos através do uso de brocas, pois é o

meio mais largamente utilizado na indústria, devido à sua versatilidade, baixo custo envolvido e também

a simplicidade de operação.

Furação é um processo de usinagem remoção de cavaco onde o movimento de corte é circular e

o movimento de avanço é linear na direção do eixo de rotação da ferramenta de corte (broca). Este é

um dos processos mais usados na indústria manufatureira, já que a grande maioria das peças de qual‐

quer tipo de indústria tem pelo menos um furo, e somente uma parcela muito pequena destas peças já

vem com furo pronto do processo de obtenção da peça bruta (fundição, forjamento etc.). Em geral, as

peças têm de ser furadas em cheio ou terem seus furos aumentados através deste processo.

As brocas utilizadas na furação podem ser de vários tipos: brocas de centro; brocas calçadas; bro‐

cas helicoidais; brocas canhão (para furos profundos) etc. A furação com brocas é uma operação de

desbaste, havendo necessidade de outra operação para acabamento tal como retificação, mandrilamen‐

to, alargamento etc. Na furação devem ser observados os seguintes fatores: (a) diâmetro do furo; (b)

profundidade do furo; (c) tolerâncias de forma e de medidas; (d) volume de produção.

Apesar da sua importância, o processo de furação foi pouco modernizado até alguns anos atrás.

As ferramentas de outros processos (p. ex: torneamento, fresamento) progrediram rapidamente com a

introdução de novos materiais para ferramentas (metal‐duro, cerâmica, CBN, diamante). Por outro lado,

na furação, a ferramenta mais usada é ainda a broca helicoidal de aço‐rápido. A principal razão para tal

atraso está no diâmetro do furo. Exemplificando, uma broca de 10 mm para ser aplicada com veloci‐

dades de corte (vc) compatíveis ao metal‐duro ( 200 m/min) precisaria de uma rotação da ordem de

6400 rpm, bastante alta para furadeiras convencionais. Nos últimos anos tem crescido a utilização de

centros de usinagem CNC, que propiciam rotações bem superiores aos 6400 rpm citados.

As condições de operação em processos de furação são severas:

A velocidade de corte (vc) não é uniforme e varia desde zero no centro do furo até o máximo na peri‐

feria da broca.

O meio lubrirrefrigerante, que deve atuar na lubrificação, na refrigeração, como também no trans‐

porte/retirada de cavacos do furo, chega com dificuldade às arestas de corte (gumes) da ferramenta,

onde sua ação é mais necessária.


Os movimentos envolvidos na operação de furação são movimentos relativos entre a peça e um

ou mais gumes (arestas de corte) da ferramenta. Estes movimentos são referentes à peça considerando‐

a como parada. Durante o processo de furação têm‐se os seguintes movimentos (Fig. 6.1):



Figura 6.1 – Movimentos na furação com brocas helicoidais

Movimento (principal) de corte: é o movimento entre a peça e a ferramenta em contato, o qual sem

o movimento de avanço origina somente uma única remoção de cavaco durante uma volta.

Movimento de avanço: é definido como sendo o movimento da ferramenta, segundo seu eixo de

rotação, no sentido do avanço durante a usinagem. O movimento de avanço é especificado em uni‐

dades de comprimento por rotação ou por tempo.

Movimento efetivo de corte: é o movimento resultante dos movimentos de corte e de avanço, reali‐

zados no mesmo tempo.

A superfície gerada pela broca no fundo do furo é decorrente do avanço contínuo efetuado pelas

duas arestas principais de corte, de forma que cada aresta executa metade do movimento de avanço.

O movimento efetivo de corte faz com que o ângulo efetivo de folga (e) seja menor que o ângulo

de folga (). Esse e deve ser o maior possível para evitar o esmagamento do material pelo flanco da

broca. No entanto, quanto maior e, menor a resistência da cunha e maior a tendência a vibrações.

Um grande ângulo de ponta () leva a desvios da broca que, por sua vez, aumentam o diâmetro

sendo usinado (broca não guiada). Um ângulo () pequeno leva a uma boa centragem, mas aumenta a

força passiva e, conseqüentemente, o atrito.

6.2.1 Área da seção transversal de corte

A seção transversal de corte A [mm2] na furação é a área calculada de um cavaco a ser removido,

medido perpendicularmente à direção de corte no plano de medida. A Figura 6.2a mostra a seção A na

furação com broca inteiriça em cheio e a Figura 6.2b com pré‐furo.

(a) (b)

Figura 6.2 – Grandezas de corte para a furação

b

h

ap

D

A

fz r

b

h

D

A

fz r

ap

d



Em ambos os casos, é válida a relação:

p zA a f b h

em que:

z

ff

2 r

2

p

r

ab

sen

z rh f sen

onde:

fz avanço da broca por aresta principal de corte [mm/volta];

f avanço da broca [mm/volta];

r ângulo de posição da ferramenta, da aresta principal de corte;

ângulo de ponta [o]

ap profundidade de corte [mm];

b largura de corte [mm];

h espessura de corte [mm].

Para uma broca helicoidal na furação em cheio: p

Da

2 e

D fA

4

.

Para uma broca helicoidal na furação com um pré‐furo com diâmetro “d”: p

D da

2

e

(D d) fA

4

.

No caso de brocas com pastilhas intercambiáveis, o número de insertos influencia apenas na lar‐

gura de corte (b), pois o avanço da broca é considerado totalmente (Fig. 6.3). Assim, tem‐se fz f e:

i eb b b (6.1)

onde:

bi largura interna de corte das pastilhas intercambiáveis;

be largura externa de corte das pastilhas intercambiáveis.

Figura 6.3 ‐ Distribuição do corte em brocas com pastilhas intercambiáveis

O ângulo de posição r em brocas com pastilhas intercambiáveis pode ser diferente para cada in‐

serto, influenciando assim a espessura de corte (h) resultante.



6.2.2 Avanço da ferramenta

A aresta de corte (gume) move‐se segundo uma espiral que se inclina com relação à direção de

corte. Esta inclinação é definida pelo ângulo de direção efetiva de corte (). O ângulo cresce com o

crescimento do avanço (f) e com a diminuição do diâmetro (D) da broca, como mostra a Equação 6.2:

D

f tg

(6.2)

Assim, o crescimento do avanço facilita a quebra do cavaco e, conseqüentemente, sua remoção

de dentro do furo. Para que o cavaco removido pela broca helicoidal não seja esmagado pela superfície

principal de folga (vide Figura 3.14c) e o corte possa ocorrer, é necessário que o ângulo lateral efetivo de

folga (fe) seja positivo tanto quanto possível para qualquer diâmetro da broca. Porém, tem‐se pela

Equação 6.3 que:

fe = f (6.3)

Assim, para que o ângulo fe seja sempre positivo, é necessário que o ângulo lateral de folga (f)

seja maior que o ângulo em qualquer diâmetro da broca.

Observa‐se na Equação 6.3 que fe diminui com o aumento de . Assim, o aumento do avanço (f)

para facilitar a quebra do cavaco faz com que fe diminua e, com isso, aumente a deformação plástica

do fundo do furo, principalmente próxima ao centro, onde este ângulo é menor ainda (causa encrua‐

mento em materiais dúcteis). Com isso, na região mais central da broca, f precisa ser maior para com‐

pensar o crescimento de e, com isso, possibilitar a obtenção de um fe positivo. Isso deve ser conse‐

guido através da afiação da broca. Além disso, como será visto na Seção 6.6, existe um limite para o

crescimento do avanço: acima de um determinado valor, o avanço pode causar a quebra da broca ou a

paralisação do avanço da máquina.

6.2.3 Velocidade de corte

A velocidade de corte (vc) [m/min] diminui à medida que se caminha da periferia para o centro da

broca, já que ela depende do diâmetro (D) [mm] da broca e da rotação n [rpm] da broca:

c

D nv

1000

Assim, quando materiais dúcteis são furados em cheio (sem pré‐furo), a formação da aresta posti‐

ça de corte (APC) na vizinhança do centro da broca é inevitável, já que a formação desta se dá em baixas

temperaturas de corte, ou seja, baixas velocidades de corte. A utilização de baixa velocidade de corte

pode gerar APC numa porção maior do diâmetro da broca. Por outro lado, o aumento da velocidade

para minimizar a sua formação gera maiores desgastes na ferramenta (a vizinhança da periferia da bro‐

ca, que antes já não o formava, agora passa a se desgastar mais rapidamente).


As máquinas‐ferramenta de furar, ou simplesmente furadeiras, são máquinas operatrizes que têm

por função principal executar furos nos mais diversos tipos de materiais. Para tanto, o motor da furadei‐



ra aplica uma alta velocidade de rotação a uma ou mais brocas (ferramentas de corte) que serão res‐

ponsáveis pela remoção de material.

Para as diferentes condições de material requeridas, foram criados diferentes modelos de fura‐

deiras, em cuja aplicação os seguintes aspectos devem ser avaliados: forma da peça; dimensões da pe‐

ça; número de furos a serem abertos; quantidade de peças a serem produzidas; diversidade no diâme‐

tro dos furos de uma mesma peça; e grau de precisão requerido.

As furadeiras consistem basicamente de um eixo‐árvore, que gira com velocidades determinadas,

onde se fixa a broca. Esta árvore pode deslizar na direção de sua linha de centro. Também se pode ter

uma mesa onde a peça é fixada e movimentada. As partes principais de uma furadeira variam de acordo

com a sua estrutura. A Figura 6.4 destaca as partes principais de uma furadeira de coluna.

Figura 6.4 – Partes constituintes de uma furadeira de coluna:

(1) base;

(2) coluna;

(3) mesa;

(4) sistema motriz;

(5) alavanca de movimentação da ferramenta;

(6) árvore de trabalho;

(7) mandril;

(8) broca

A variedade de detalhes em furadeiras é bastante grande. Algumas máquinas possuem avanço

automático com limitadores de profundidade. Outras possuem mesa giratória. Há equipamentos que

dispõem de inversão de rotação e avanço sincronizado, que permitem execução de roscas com machos.

6.3.1 Tipos de furadeiras

Podem‐se classificar as furadeiras de diversas maneiras. Quanto ao sistema de avanço pode‐se

classificar como manual (ou sensitiva) ou automática (elétrico ou hidráulico). Ao contrário do que possa

parecer as furadeiras sensitivas possuem grande aplicação no meio industrial. Quanto ao tipo de máqui‐

na pode‐se classificar como: portátil, sensitiva, de coluna, de bancada, radial e horizontal.

As furadeiras de uso doméstico classificam‐se como portáteis. É utilizada comumente em peças já

montadas em que o local a ser perfurado impede a utilização de furadeiras mais precisas. A força de

avanço vem o operador que pressiona a furadeira contra o material. Já na furadeira sensitiva, o avanço

do mandril se dá por meio de uma alavanca em que o operador faz avançar aos poucos, “sentindo” as‐

sim o avanço da broca dentro do material. Ambas são utilizadas para pequenas furações.



A furadeira de coluna caracteriza‐se por apresentar uma coluna de união entre a base e o cabeço‐

te. Esse arranjo possibilita a furação de elementos com as formas mais diversificadas, singularmente e

em série (Fig. 6.4). É a furadeira mais encontrada em oficinas de manutenção e de produção sob enco‐

menda devido a sua versatilidade. A furadeira de bancada é bastante similar à furadeira de coluna, co‐

mo pode ser observado pela Figura 6.5a.

Enquanto as furadeiras de bancada são utilizadas em pequenos serviços, as furadeiras radiais (Fig.

6.5b) são empregadas em peças de grandes dimensões a serem furadas em pontos afastados na perife‐

ria. O braço possui movimento vertical na coluna, normalmente através de um motor. O braço também

possuir movimento de giro em torno da coluna, que é feito manualmente na maioria das vezes. Um

carro que possui o sistema de acionamento da árvore principal movimenta‐se pelo braço para posicio‐

nar a ferramenta. A furadeira radial pode ter mais de uma mesa, que permite trabalhar numa peça en‐

quanto se está fixando outra. Também é comum deixar um fosso em um dos lados da máquina para

permitir trabalhar peças grandes.

(a) (b)

Figura 6.5 – Furadeira: (a) de bancada; (b) radial

A furadeira horizontal tem campo de atuação similar ao da radial, ou seja, indicada para executar

furos em peças de grandes dimensões que, mesmo na radial, não poderiam ser usinadas.

Quanto ao número de árvores, podem‐se classificar as furadeiras como: simples, quando possu‐

em apenas uma árvore, gêmea (Fig. 6.6), que possui duas e múltipla quando possui três ou mais.

As furadeiras de múltiplas árvores são empregadas para trabalhos em uma peça que tem de pas‐

sar por uma série de operações em um furo como furar, alargar, escarear, rebaixar etc., em seqüência.

Neste caso podem‐se ter, basicamente, dois tipos distintos de acordo com o número de cabeçotes. Nas

furadeiras múltiplas de múltiplos cabeçotes (fig. 6.7a), mais de um cabeçote age na peça a ser furada,

eliminando a necessidade de reposicionar e virar a peça cada vez que o plano de furação for alterado.

São utilizadas para economizar tempo, uma vez que o tempo total de perfuração fica condicionado ao

furo mais profundo. Nas furadeiras múltiplas de cabeçote único (Fig. 6.7b), todos os eixos‐árvore com‐

partilham de um mesmo cabeçote. Elas originaram‐se da aplicação de cabeçotes de vários mandris em

furadeiras de coluna. São mais úteis em peças a serem produzidas em série quando ocorre a necessida‐

de de furação de muitos pontos em um ou mais planos.



Figura 6.6 – Furadeira gêmea

(a) (b)

Figura 6.7 – Furadeiras de múltiplos eixos‐árvore: (a) cada uma com seu motor e (b) motor compartilhado

As furadeiras múltiplas são as máquinas utilizadas nas linhas de produção, pois aceleram a fabri‐

cação. Podem ser ajustadas para executar as várias etapas de um furo. Também podem ser ajustadas

para efetuar diversos furos em uma só operação. Em algumas destas máquinas pode‐se ajustar cada

árvore livremente, dentro de seus limites, e ter sua própria velocidade de rotação.

Se a furadeira operar de acordo com um programa, permitindo uma maior precisão e velocidade,

ela é denominada furadeira CNC. Mais usuais que as furadeiras CNC são os Centros de Usinagem.


Os dispositivos de fixação de peças utilizados nas furadeiras são similares, e muitas vezes os

mesmos, utilizados nas máquinas‐ferramenta de fresar (fresadoras), como mostra a Figura 6.8. Utilizam‐

se cantoneiras, morsas, grampos, blocos e gabaritos. Em furadeiras, destaca‐se o uso comum de gabari‐

tos de furação, que tem a função de guiar a broca e garantir a exatidão/ repetitividade das coordenadas

dos furos. Nos gabaritos os furos são de aço endurecido e podem ser substituídos quando desgastados.



Figura 6.8 – Diferentes dispositivos de fixação


Normalmente na extremidade inferior da árvore de trabalho há um furo cônico (cone Morse ou

ISO), que é uma das características importantes da máquina. Neste cone podem ser fixados diretamente

ferramentas de haste cônica ou um mandril universal tipo “Jacobs” (Fig. 6.9a) para fixação de ferramen‐

tas de haste cilíndrica. Como a fixação em cone Morse ocorre por força de pressão, a retirada de uma

ferramenta ou de um mandril porta ferramenta é feita por meio de uma cunha introduzida em uma

ranhura existente na árvore, como mostra a Figura 6.9b.

(a) (b)

Figura 6.9 – (a) Mandril universal tipo Jacobs; (b) Retirada de mandril ou ferramenta do cone Morse

6.4 Ferramenta de Corte

As brocas são as ferramentas de abertura de furos que, em geral, possuem de 2 a 4 arestas de

corte (gumes) que formam o ângulo de ponta () e sulcos (em geral, helicoidais) por onde escoa o cava‐



co. O ângulo de ponta vale 90o 150o de acordo com a dureza do material a furar, sendo o ângulo

de 118o o mais comum de se encontrar. A Figura 6.10 mostra exemplos de brocas helicoidais MD.

Figura 6.10 – Brocas de metal‐duro Sandvik Coro‐Drill Delta‐C

6.4.1 Tipos de ferramentas

A ferramenta mais antiga para a abertura de furos é a broca chata, obtida pelo processo de acha‐

tamento a quente de uma parte de uma barra cilíndrica (Fig. 6.11a). Ela é formada por duas arestas

principais de corte formando o ângulo . São utilizadas em furações pouco profundas em materiais frá‐

geis, como ferro fundido, bronze e latão. Possuem momento de torção (torque) limitado.

As brocas helicoidais de aço‐rápido (Fig. 6.11b) são as ferramentas mais usadas na execução de

furos. Os tipos de broca mais comuns são: cilíndrica, de centro, calçada com pastilha e múltipla.

(a) (b)

Figura 6.11 – (a) Broca chata; (b) Elementos básicos de uma broca helicoidal

A broca de centro (Fig. 6.12a) tem a função de iniciar o furo de uma peça, isto é, fazer um peque‐

no furo para que a ponta da broca não saia da posição desejada. Sua alta rigidez impede que ocorra



flambagem e que o furo seja executado fora do local correto, já que ela possui um diâmetro relativa‐

mente grande em relação ao seu comprimento.

As brocas de aço‐rápido calçadas com pastilha (Fig. 6.12b) de maior resistência a quente são indi‐

cadas para furação de materiais de maior dureza e/ou para obter‐se rendimentos superiores. Observa‐

se que a as pastilhas são soldadas ao corpo da broca, fazendo a função da aresta cortante.

(a) (b)

Figura 6.12 – (a) Broca de centro; (b) Broca calçada com pastilha

Similares às brocas calçadas há as brocas com pastilhas intercambiáveis (brocas com dentes posti‐

ços), largamente utilizadas em altas produções e em máquinas CNC, devido à rapidez e simplicidade em

se manter a aresta cortante (gume) afiada. A Figura 6.13 apresenta uma aplicação desta ferramenta.

Figura 6.13 – Exemplo de aplicação de broca com pastilhas de metal‐duro (AB Sandvik Coromant)

As brocas múltiplas ou escalonadas (Fig. 6.14) são especialmente afiadas para executar furos

complexos em apenas uma operação. Como se pode observar, as possibilidades são muito grandes. Sua

aplicação é voltada para grandes produções onde o custo de preparação de brocas especiais acaba se

diluindo na execução de grandes lotes em tempos mais reduzidos.

Figura 6.14 – Brocas múltiplas ou escalonadas

As brocas canhão, que tem um único fio cortante são indicadas para execução de furos profun‐

dos, entre 10 e 100 vezes o seu diâmetro. A Figura 6.15 ilustra estas brocas especiais.

Também se devem citar as brocas com canais internos para fluido lubrirrefrigerante. Como se po‐

de observar na Figura 6.16a (vide detalhe na Fig. 6.15), o refrigerante é enviado diretamente para a re‐



gião de formação do cavaco, evitando o superaquecimento da ferramenta e auxiliando na remoção de

cavacos. Permite ainda a usinagem de furos relativamente profundos em um único aprofundamento.

Figura 6.15 – Exemplo de brocas canhão (AB Sandvik Coromant)

Existem também as brocas anulares (também chamadas de serra‐copo), como na Figura 6.16b,

que permitem executar furos de grandes diâmetros com menor geração de cavaco. Esta broca remove

apenas um anel de material, e a cápsula resultante pode até ser utilizada como matéria‐prima.

(a) (b)

Figura 6.16 – (a) Brocas com canais internos para lubrificação/refrigeração; (b) Broca anular

Com a utilização de Centros de Usinagem CNC no processo de furação, vários desenvolvimentos

têm ocorrido com os materiais das brocas, podendo‐se citar:

Broca de açorápido revestidas com TiN: possibilitou um substancial aumento da velocidade de cor‐

te e/ou vida da ferramenta em relação à broca de aço‐rápido sem revestimento (Figura 6.17a).

Broca inteiriça de metalduro: quando o furo é pequeno (D 20 mm) e a máquina possui rotação,

rigidez e potência suficientes, esta broca é uma boa alternativa (Figura 6.17b).

Broca com pastilhas intercambiáveis de metalduro: brocas deste tipo são inviáveis quando seu diâmetro D é pequeno (dificuldade na fixação de insertos). Porém, para brocas com D médio, essa é

uma boa opção desde que, novamente, a máquina propicie sua utilização (vide Fig. 6.13).

Brocas especiais: quando o furo tem diâmetro D muito grande e/ou comprimento L muito grande

em relação a D (L/D grande), estes tipos de brocas podem ser usados (vide Fig. 6.15).



(a) (b)

Figura 6.17 – Exemplo de brocas AB Sandvik Coromant: (a) de aço‐rápido revestidas com TiN; (b) inteiriças de metal‐duro


A Figura 6.18 mostra os componentes básicos de uma broca helicoidal.

Figura 6.18 – Componentes básicos de uma broca helicoidal

Diâmetro (D): é medido entre as duas guias da broca. Em geral tem tolerância dimensional h8.

Sulcos helicoidais: criar espaço para a remoção de cavacos.

Duas arestas principais de corte: corte direto do cavaco (flancos principais); o ângulo formado entre

as duas arestas principais é chamado ângulo de ponta ().

Aresta transversal de corte: situado na ponta, liga as arestas principais de corte.

Guias e rebaixos: a guia é o 1º flanco secundário e o rebaixo o 2º flanco secundário (superfície se‐cundária de folga).

Haste cônica ou cilíndrica: destina‐se à fixação da broca na máquina. Em brocas de diâmetro “D” até

15 mm, usam‐se em geral brocas de haste cilíndrica e a fixação à máquina se dá por mandril. Em

brocas de diâmetros superiores a 15 mm, prefere‐se prender a broca a um cone Morse, que por

sua vez é preso à máquina, o que possibilita maior força de fixação.



Núcleo: parte interior da broca de diâmetro igual a 0,16D. Serve para conferir rigidez à broca.

Guias: a superfície externa de uma broca helicoidal apresenta duas regiões (uma em cada aresta de

corte) que têm diâmetro maior que o das paredes da broca. Tais regiões são denominadas guias.

Têm duas funções básicas: (a) guiar a broca dentro do furo; (b) evitar que toda a parede externa da

broca atrite com as paredes do furo, diminuindo assim os esforços necessários à furação.

Canais helicoidais: são as superfícies de saída da ferramenta. Os ângulos de hélice () serão discuti‐dos na seção 3.2. O comprimento do canal helicoidal também pode variar dependendo do diâmetro

da broca e do comprimento do furo que se deseja. Além das brocas normais (tipo N, H e W), existe

uma infinidade de outros tipos: para furos profundos, brocas extracurtas (onde uma maior rigidez é

necessária), brocas escalonadas (para furos passantes escalonados), brocas de calibração (calibrar ou

alargar furos fundidos, pré‐estampados ou pré‐furados) etc.

O tamanho da ferramenta corresponde à primeira restrição ao processo de furação; este engloba

o menor e o maior diâmetro disponíveis. As características de uma broca, além de sua forma, são: di‐

mensão, material e os ângulos (de ponta , de folga e de hélice ), mostradas na Figura 6.19.

(a) (b) (c)

Figura 6.19 – Ângulos de uma broca helicoidal: (a) ângulo de ponta (); (b) ângulo de folga (); (c) ângulo de hélice (no diâmetro externo, )

O ângulo de ponta () corresponde ao ângulo formado pelas arestas principais da broca, que devem

ter o mesmo comprimento. Este também é determinado pela dureza do material que será usinado.

O ângulo de folga () tem a função de reduzir o atrito entre a broca e a peça e facilitar sua pene‐

tração no material; vale 9o 15o. Também deve ser determinado de acordo com o material da

peça a ser furada. Quanto mais duro o material, menor deve ser .

O ângulo de hélice () auxilia no desprendimento do cavaco. Coincide, no diâmetro externo da broca,

ao ângulo de saída (). Determinado de acordo com o material a ser usinado. Quanto mais duro o

material menor deve ser .

As brocas helicoidais são classificadas pelo seu diâmetro externo (D) e pelo seu ângulo de hélice

() ou saída (). De maneira geral, as brocas normalizadas são classificadas como W, N e H (Fig. 6.20):

Brocas tipo W: indicadas para materiais macios e/ou que produzem cavaco longo. Utiliza‐se 130o para usinagem de alumínio, zinco, cobre, madeira e plástico.

Brocas tipo N (normal): indicadas para materiais de tenacidade e dureza normais (medianos). Aplica‐

se 118o em aço macio, fofo maleável, latão e níquel e 130o para aço de alto carbono.



Brocas tipo H: indicadas para materiais duros e frágeis e/ou que produzam cavaco curto (descontí‐

nuo). Em geral, utiliza‐se 80o para materiais prensados, ebonite, náilon, PVC, mármore e granito;

118o em ferro fundido duro, latão, bronze, Baquelite2 e Celeron3; 140o para aços de alta liga.

(a) (b) (c)

Figura 6.20 – Classificação das brocas normalizadas: (a) tipo H; (b) tipo N; (c) tipo W

Quando uma broca comum não proporciona um rendimento satisfatório em um trabalho especí‐

fico e a quantidade de furos não justifica a compra de uma broca especial, podem‐se fazer algumas mo‐

dificações nas brocas tipo N e obter resultados melhores, como ilustra a Figura 6.21.

(a) (b) (c)

Figura 6.21 – Modificações nas brocas tipo N: (a) aumento de acima de 118o; (b) aumento de acima de 130o; (c) chanframento da aresta de corte

Pode‐se aumentar o ângulo da ponta (), tornando‐o mais obtuso (acima de 118o) e melhorando os

resultados na furação de materiais duros, como aços de alto carbono (Fig. 6.21a).

Na furação de chapas finas têm‐se freqüentemente duas dificuldades: furos não redondos e muitas

rebarbas. A reafiação da broca, para que fique com um ângulo de ponta () bastante obtuso (acima

de 130o), reduz bastante estes problemas (Fig. 6.21b).

Para a usinagem de ferro fundido, recomenda‐se utilizar uma broca com ângulo de ponta = 118o com as partes externas das arestas de corte (gumes) afiadas com aproximadamente 90o entre elas

em cerca de 1/3 do comprimento (Fig. 6.21c).

2 A BAQUELITE é uma resina sintética, quimicamente estável e resistente ao calor, que foi o primeiro produto plástico. Trata‐se da

junção do fenol com o formaldeído (aldeído fórmico), formando um polímero chamado polifenol.

3 O CELERON é um fenólico com base em tecido de algodão, formando um material denso obtido a partir da aplicação de calor e

pressão sobre o tecido impregnado. O tecido de algodão garante maior resistência mecânica. Resiste a óleos, graxas, água do

mar, corrosão e mudanças bruscas de temperatura. É um material isolante de baixa tensão e de fácil usinagem. Aplicações:

Buchas, anéis, mancais, guias...




Vida de uma broca é o tempo que a mesma trabalha efetivamente, até perder a sua capacidade

de corte, dentro de um critério previamente estabelecido. Atingindo este tempo, a broca deve ser re‐

afiada ou substituída. Logo a vida da broca é o tempo entre duas afiações sucessivas necessárias, no

qual ela trabalha efetivamente. A perda da capacidade de corte é avaliada geralmente através de um

valor limite de uma grandeza de desgaste medida na ferramenta ou na peça (através da rugosidade ou

variação de diâmetro). A rugosidade e o diâmetro da peça sofrem outras influências além do desgaste

da ferramenta, devido às alterações térmicas, elásticas e comportamento dinâmico do sistema MFP

(máquina, ferramenta e peça). Somente em processos de acabamento justifica‐se um monitoramento

da peça (ao lado de um da ferramenta). Em geral, nos processos de desbaste (onde se inclui a furação)

as tolerâncias dimensionais e rugosidade têm menor importância, sendo os limites de desgaste defini‐

dos pela solicitação térmica e/ou mecânica máxima da ferramenta.

Na furação podem ser adotados diversos critérios de fim de vida para a broca. O colapso da fer‐

ramenta (destruição da ponta) pela soldagem por fricção (caldeamento) no fundo do furo e conseqüen‐

te quebra, no entanto, só é utilizado por alguns pesquisadores para caracterizar uma situação final bem

definida e em testes de recepção de materiais. Quando o objetivo é a reutilização da broca por reafia‐

ção, a marca de desgaste nos flancos principais, secundários e de quina são tomados como referência.

Por vezes considera‐se o critério de fim de vida baseado no desgaste de flanco (0,4 mm VB 0,8 mm),

no desgaste das guias VBNS e na profundidade de cratera KT.

O desgaste total da broca compreende os desgastes de flanco (superfície de folga), das guias, de

cratera, de quina e do gume transversal (Fig. 6.22). Como os mais comumente encontrados são os dois

primeiros (VB e VBNS), justifica‐se a escolha destes para estabelecer o critério de fim de vida da broca.

Em geral, as brocas devem apresentar VB 0,3 mm, medido no maior ponto.

Figura 6.22 – Tipos de desgastes em brocas helicoidais

Os desgastes mais importantes para uma broca helicoidal são os desgastes da quina e da guia da

broca. Na quina, a velocidade de corte atinge o valor máximo, resultando em uma maior carga térmica.

Como conseqüência, a quina sofre um arredondamento que se estende até a guia. As guias são então

exigidas pelo atrito, podendo até chegar a atuar como uma aresta cortante. Os desgastes de quina e de

guia têm influência sobre a superfície gerada pela broca, ou seja, o diâmetro do furo e a qualidade da

superfície. O desgaste da guia deve ser completamente eliminado pela reafiação da broca. O valor ad‐

missível para o desgaste da guia, portanto, é determinado pelos custos da ferramenta e de reafiação; no

Desgaste de cratera

Desgaste de quina

Desgaste de gume transversal

Desgaste de flanco

Desgaste de guia



entanto, depende de uma análise econômica detalhada. Recomenda‐se que o desgaste de guia não ul‐

trapasse 0,08D ou 2,55 mm (o menor dos dois valores).

No flanco de ambas as arestas principais de corte desenvolvem‐se grandes marcas de desgaste,

que aumentam à medida que a broca aproxima‐se do seu fim de vida. Quanto maior a velocidade de

corte, maiores serão as marcas de desgaste da periferia da broca em relação ao centro. Para maiores

valores de avanço ocorre o inverso.

O desgaste do gume transversal é basicamente mecânico devido ao ângulo de saída negativo (em

torno de 60o) e às baixas velocidades de corte, levando a uma grande flutuação da estrutura do corte.

Este desgaste tem um efeito de auto‐afiação do gume (aresta cortante), o que é compensado pala for‐

mação da APC devido à baixa velocidade de corte.

O desgaste de cratera ocorre na face da ferramenta e coincide com a região de temperaturas

mais elevadas na cunha da ferramenta, de forma que ele é causado tanto por fenômenos correlaciona‐

dos com a temperatura, como também por mecanismos abrasivos mecânicos. Um desgaste de cratera

excessivo enfraquece a aresta de corte e aumenta o risco de quebra.

Avarias da aresta de corte (lascamentos; fissuras transversais e longitudinais; deformação plásti‐

ca) são decorrentes de solicitações térmicas e mecânicas excessivas. Elevadas forças de corte podem

levar a micro e macrolascamentos da aresta ou da quina, principalmente quando o ângulo (ou ) é pequeno ou o material da peça é frágil. Nestes lascamentos a linha de fissura é definida pela direção da

força de usinagem. Interrupções de corte também podem provocar lascamentos, sobretudo na usina‐

gem de materiais tenazes que apresentam cavacos que facilmente caldeiam ou soldam na face da broca.

Microlascamentos ocorrem na usinagem de materiais duros e com inclusões duras. O material de broca

mais susceptível a estes tipos de solicitações localizadas é o metal‐duro, principalmente nos processos

com seções de usinagem muito pequenas (p. ex: alargamento e brochamento).

Solicitações alternantes (corte interrompido) levam à fadiga térmica e mecânica da cunha. As rá‐

pidas variações da força de usinagem podem levar a fissuras transversais.

Na furação com brocas de pequeno diâmetro D (abaixo de 3 mm) e na furação profunda (profun‐

didade de corte ap 2,5D), é comum a quebra da ferramenta devido ao trancamento de cavacos e fura‐

ção torta, levando a um fim de vida prematuro da ferramenta.

A Tabela 6.1 ilustra alguns dos principais problemas que ocorrem em brocas.

Durante a usinagem, a broca helicoidal encontra‐se sujeita aos esforços axiais, de flexão e de tor‐

ção. O torque estático necessário para a quebra da broca helicoidal é bem superior aos momentos que

atuam durante a usinagem normal; porém, o desgaste da broca leva às oscilações do torque que ultra‐

passam o limite de resistência à fadiga da broca. Portanto, a quebra ou o lascamento de uma broca,

normalmente ocorre devido ao esforço alternante ocasionado pelo desgaste da guia e quina.

Os possíveis danos causados por uma quebra parcial ou total de uma broca são: danificações dos

rolamentos do eixo‐árvore e dos elementos de transmissão (polias, correias, acoplamentos) da máqui‐

na; destruição dos elementos de fixação da broca (pinça, mandril) e danificação das conexões (cone

Morse, ABS, HSK); incrustação de pedaços de metal na peça; danificação do dispositivo de fixação e do

local de colisão da peça. Em máquinas supervisionadas, estes danos podem ser evitados, pois ocorrem



dentro do intervalo de reação do operador; porém, em máquinas automáticas, danos maiores ocorrem

se não houver nenhum dispositivo de proteção.

Tabela 6.1 – Principais falhas na ferramenta de corte

Aresta postiça Desgaste de flanco excessivo Desgaste de cratera

Deformação plástica Desgaste de gume transversal Lascamento na quina

Lascamento no gume principal Trincas térmicas nas guias Quebra

Fazendo uma análise rigorosa dos desgastes da broca, é possível concluir: se o tipo de broca, se as

condições de corte, ou ainda, se a afiação da ponta está correta para a tarefa em execução. Assim:

Achatamento do gume transversal: indica que o avanço (f) está excessivo.

Deterioração excessiva das quinas: indica uma velocidade de corte (vc) muito elevada.

Marca de desgaste uniforme nos flancos (superfície de folga): mostra que o avanço (f) e a velo‐

cidade de corte (vc) estão corretos.

Grande aderência de material na face (superfície de saída) indica que o ângulo de saída () da broca é muito pequeno para o material que está sendo furado.



Leve adesão de material no flanco ou polimento da superfície, perto da ponta da broca: indica que

o ângulo de folga () está muito pequeno ou que o avanço (f) escolhido é muito grande.

Adesão de material nas guias: indica ou que a broca não tem redução de diâmetro em direção à

haste, ou que ocorrem forças transversais pela afiação assimétrica das arestas principais de corte.

Adesão de material no final dos canais da broca: indica que o comprimento da hélice é muito pe‐

queno. Freqüentes saídas da broca, para remoção do cavaco, podem eliminar o problema.

6.5 Operações de Furação

O ângulo de saída () das brocas helicoidais diminui no sentido da periferia para o centro, sendo

que se têm ângulos muito negativos próximos ao centro. Este fato, somado aos baixos valores de vc e à

presença da aresta transversal, faz com que as condições de corte nessa região sejam desfavoráveis.

Por isso, a força de avanço (força de penetração da broca) fica elevada, gerando deformação (fle‐

xão e flambagem) da broca (principalmente para brocas com “D” pequeno) e do eixo‐árvore (principal‐

mente para máquinas‐ferramenta pouco rígidas) e, por conseguinte, desvios de forma e de posição do

furo (ovalização e excentricidade). A deformação plástica do material no fundo do furo aumenta ainda

mais a força de avanço necessária (encruamento em materiais dúcteis).

Por causa disso, faz‐se necessário minimizar o problema do corte no centro do furo. Uma das a‐

ções mais adotadas é o chanframento do gume transversal, que além de diminuir o tamanho da aresta

de corte (gume), aumenta o valor do ângulo de saída () da broca nessa região. Uma segunda opção é a

execução de um pré‐furo com diâmetro maior que o diâmetro do gume transversal (soluciona o pro‐

blema, mas aumenta os custos pela introdução de uma operação extra).

Algumas brocas com pastilhas intercambiáveis de metal‐duro possuem, em uma de suas arestas

de corte, pastilha somente na periferia da broca e, na outra aresta cortante, pastilha somente na região

central, como mostra a Figura 6.23. Assim, pode‐se usar na periferia uma pastilha com material e geo‐

metria adequada para as altas velocidades de corte inerentes a essa região, a mesma coisa acontecendo

para o inserto central, isto é, neste usa‐se uma pastilha com material e geometria adequados para as

condições do corte nessa região. Além disso, o inserto central, em geral, possui quebra‐cavacos na sua

superfície de saída, facilitando a expulsão dos fragmentos de material removido da região de corte.

Figura 6.23 – Broca com insertos intercambiáveis de metal‐duro no centro e na periferia (Sandvik CoroDrill 880)



6.5.1 Furação com préfuro

Muitas vezes, para se abrir um furo com broca helicoidal, necessita‐se primeiro fazer um furo de

centro para que a broca não realize um corte excêntrico já a partir do início do furo.

Devido a pouca rigidez e potência das furadeiras convencionais, muitas vezes, para a execução de

um furo de diâmetro médio, é necessário primeiramente usinar um pré‐furo de diâmetro menor. Entre‐

tanto, o uso de brocas de metal‐duro em máquinas modernas (com alta rotação e alta rigidez) permite a

obtenção de furos mais precisos (da ordem de IT9 43 m para furos entre 10 mm e 18 mm),

muitas vezes sem a aplicação de furos de centro e/ou pré‐furos. Muitas destas brocas possuem geome‐

tria com função autocentrante, isto é, a geometria da broca é tal que evita (ou minimiza) a realização de

furos excêntricos, mesmo sem o uso de furos de centro ou buchas‐guia (Fig. 6.24).

Figura 6.24 – Broca Dormer tipo Hydra com cabeça intercambiável e geometria autocentrante

6.5.2 Formação do cavaco e furação profunda

Cada processo é capaz de produzir furos até certa profundidade. Esta capacidade é uma função

tanto dos processos quanto do movimento da árvore. É função também do comprimento da ferramen‐

ta, da capacidade de remoção dos cavacos, e também do diâmetro e do comprimento do furo.

Um dos problemas do processo de furação é a saída (expulsão) dos cavacos de dentro do furo. Se

os cavacos não forem formados de maneira tal que propiciem sua fácil retirada, eles podem provocar o

entupimento do furo, aumento do torque (momento de torção) necessário e a conseqüente quebra da

broca. A quebra de uma broca dentro de um furo é um problema grave, pois além da perda da ferra‐

menta, a retirada da ferramenta do interior do furo é, em geral, uma tarefa cara e demorada que, mui‐

tas vezes, ocasiona a rejeição da peça. Se for levado em conta que um furo é normalmente um pequeno

detalhe de uma peça bem maior, tal rejeição pode representar perda substancial.

Outro problema é a falta de retilineidade da linha de centro (principalmente em furos longos). Em

geral, a melhor retilineidade é alcançada quando tanto a peça quanto a ferramenta giram. Se isto não é

possível, a melhor opção é girar apenas a peça (p.ex. furos em tornos). A pior condição com respeito ao

desvio da linha de centro se obtém quando a ferramenta é dotada de rotação e a peça permanece para‐

da (que ocorre na grande maioria das furadeiras e centros de usinagem).

Dentro desta abordagem, é necessário gerar cavacos que tenham uma geometria que facilite sua

remoção do furo. Se o cavaco formado tiver a forma de fita, será complicado extraí‐lo; cavacos helicoi‐

dais ou em lascas são os que podem ser mais facilmente removidos dos furos. Quão mais profundo for o



furo, mais difícil é a remoção do cavaco. Por isso faz‐se necessária a utilização de um ciclo de operações

que retire freqüentemente a broca de dentro do furo durante o processo (o que gera tempos passivos

extras pela interrupção freqüente do processo) para que o cavaco e o calor possam ser removidos, prin‐

cipalmente quando o material que está sendo usinado gera cavacos longos. Outro problema é a lubrifi‐

cação/refrigeração da região de corte. Algumas vezes as brocas são dotadas de canais internos que pos‐

sibilitam a introdução do fluido lubrirrefrigerante sob pressão pelo interior da mesma a fim de que a

região de corte, no fundo do furo, possa ser alcançada (Fig. 6.25). Além do mais, a capacidade do lubrir‐

refrigerante em remover os cavacos da zona de corte dependerá da viscosidade e da vazão do fluido.

Figura 6.25 – Broca Iscar com canais internos de lubrificação/refrigeração

O processo de furação a seco ainda deve ser mais bem estudado, uma vez que fluidos ainda preci‐

sam ser utilizados porque promovem a lubrificação, a refrigeração e a expulsão dos cavacos, evitando

que estes se soldem por fricção (caldeamento) na aresta de corte e no furo. Sem a utilização de fluido, a

rugosidade de um furo pode ser duas vezes maior do que quando se utiliza fluido lubrirrefrigerante.

Assim, métodos alternativos de refrigeração para processos mais exigentes devem ser propostos e pes‐

quisados, coberturas de ferramentas também devem apresentar características superiores para supor‐

tarem altas taxas de calor e ao mesmo tempo proporcionarem um efeito lubrificante como tem aconte‐

cido atualmente. Desta forma, novas ferramentas e coberturas devem permitir um equilíbrio entre a

melhoria das condições de corte e o meio ambiente sem afetar a produtividade e não gerando altos

custos de implantações e modificações do atual chão de fábrica conhecido.

6.5.3 Ferramentas e operações especiais

Em furos de precisão, normalmente emprega‐se uma broca helicoidal (operação de desbaste) e,

depois, o furo passa por operações de acabamento tais como: (a) alargamento; (b) brochamento; (c)

mandrilamento; (d) torneamento interno; e (e) retificação interna A Figura 6.26 mostra tais processos.

Alargamento: utilizado em furos de pequenos diâmetros (geralmente menores de 20 mm) quando

se deseja uma tolerância na faixa de IT7 ( 18 m para diâmetros entre 10 mm e 18 mm).

Mandrilamento: completar...



Alargamento Mandrilamento Brochamento interno

Torneamento interno Retificação interna

Figura 6.26 – Ferramentas e operações especiais

Brochamento: usado em furos passantes com diâmetros médios e grandes (freqüentemente acima

de 20 mm), lisos ou estriados, com tolerâncias na faixa de IT7 ( 21 m para diâmetros entre 18

mm e 30 mm). É uma operação bastante rápida. A brocha é uma ferramenta delicada e muito cara.

Torneamento Interno: aplicado no acabamento de furos de diâmetros médios e grandes (comumen‐

te acima de 15 mm) em peças de revolução. Não possui limitação com relação ao volume de pro‐

dução e pode obter furos de qualidade IT7. Com o desenvolvimento das máquinas‐ferramentas, já se

consegue em produção furos torneados com tolerância IT6 ( 13 m para diâmetros entre 18 mm

e 30 mm) ou até menor.

Retificação Interna: usada também em furos médios e grandes e se deseja tolerâncias mais aperta‐

das, na faixa de IT5 ( 9 m para diâmetros entre 18 mm e 30 mm), de regra após ter sido reali‐

zado o tratamento térmico final da peça (a peça já endurecida). Muitas vezes, a retificação é realiza‐

da após o furo ter recebido uma das operações citadas nos itens anteriores.

6.6 Esforços de Corte em Furação

A importância do conhecimento dos esforços de corte no processo de furação está relacionada

com a determinação dos fenômenos que ocorrem na região de formação do cavaco, para a explicação

de mecanismos de desgaste e como critério para a determinação da usinabilidade de um material.

Durante a furação, verificam‐se as seguintes resistências à penetração da broca devidas:

ao corte do material nas duas arestas (ou gumes) principais;

ao corte e esmagamento do material na aresta (ou gume) transversal;

ao atrito das guias com a parede do furo e entre a superfície de saída da broca e o cavaco.

A Força de Usinagem (F) que atua sobre a cunha cortante durante a furação pode ser decompos‐

ta em três componentes (Fig. 6.27): força de corte (Fc), força de avanço (Ff) e a força passiva (Fp).



Figura 6.27 – Componentes ortogonais da força de usinagem em furação

Força de Corte (Fc): predominantemente responsável pelo momento de torção (Mt) que atua na fu‐

ração. O atrito das guias da broca e dos cavacos na parede do furo também contribui para o aumento

de Mt. Esta contribuição depende da qualidade da afiação e do fluido de corte utilizado.

Força de Avanço (Ff): decorrente da atuação da aresta transversal (corte deficiente e esmagamento

do material) e da resistência ao corte (penetração) do material usinado. Esta força também recebe

pequena contribuição do atrito do cavaco nos canais da broca. Vale salientar que, quando as arestas

principais da broca não estão igualmente afiadas, os esforços são diferentes de uma aresta principal

para outra, podendo causar flexão na ferramenta.

Força Passiva (Fp): atuante em uma parcela da aresta principal de corte, a Fp tem sentido oposto à

força passiva atuante na outra. Presumindo‐se que a geometria da ponta da broca tenha sido corre‐

tamente construída, a resultante é nula Fp1 Fp2 = 0. Ela é desprezível quando comparada com as

forças de corte (Fc) e as forças de avanço (Ff).

Uma broca helicoidal durante o corte é basicamente submetida a esforços de torção (devido à ro‐

tação da broca) e esforços de compressão (devido ao avanço da broca). Assim, para se estimar os esfor‐

ços de um processo de furação, basta calcular‐se o momento torçor e a força de avanço do processo.

No processo de furação com brocas helicoidais de aço‐rápido, os componentes ortogonais da for‐

ças de usinagem (corte Fc, avanço Ff e passiva Fp) e o momento de torção (Mt) seguem os seguintes

comportamentos (Fig. 6.28):

A Ff e o Mt são diretamente proporcionais à largura da marca de desgaste de flanco da broca (VB).

A elevação da Ff e do Mt não possui repetitividade para a mesmo valor de VB.

A Fp resultante não mostra variação com o desgaste, pois o desgaste simultâneo das duas arestas

principais compensa o seu efeito. Apenas diferenças de desgaste podem ser reconhecidas.

A participação percentual das arestas principais de corte, da aresta transversal e dos atritos no

momento torçor e na força de avanço oscila entre os fatores apresentados na Tabela 6.2.

Tabela 6.2 – Participação das arestas da broca helicoidal nos esforços de corte em furação

ARESTAS PRINCIPAIS ARESTA TRANSVERSAL ATRITOS

Momento Torçor (Mt) 77 a 90% 3 a 10% 3 a 15%

Força de Avanço (Ff) 35 a 60% 40 a 60% 2 a 5%



Figura 6.28 – Força de avanço Ff, força passiva Fp e momento de torção Mt em função da marca de desgaste VB

O ângulo de saída () das brocas helicoidais diminui no sentido da periferia para o centro da bro‐

ca, sendo que se têm ângulos muito negativos próximos ao centro. Este fato, somado aos baixos valores

de velocidade de corte e à presença da aresta transversal, faz com que as condições de corte nessa regi‐

ão sejam bem desfavoráveis. Por isso, a força de avanço Ff (força de penetração da broca) fica elevada,

gerando deformação (flexão e flambagem) da broca (principalmente para brocas com diâmetro peque‐

no) e do eixo‐árvore (principalmente para máquinas‐ferramenta pouco rígidas) e, por conseguinte, des‐

vios de forma e de posição do furo (ovalização e excentricidade). A deformação plástica do material no

fundo do furo aumenta ainda mais a força de avanço necessária (encruamento em materiais dúcteis).

Por causa disso, faz‐se necessário minimizar o problema do corte no centro do furo. Uma das a‐

ções mais adotadas é o chanframento da aresta transversal de corte, que além de diminuir o tamanho

da aresta principal, aumenta o valor de nessa região. Uma segunda opção é a execução de um pré‐furo

com diâmetro maior que o comprimento da aresta transversal (soluciona o problema, mas aumenta os

custos pela introdução de uma operação extra).

6.6.1 Equações empíricas para o cálculo dos esforços em furação

Como em todos os processos de usinagem, diversos são os fatores que influem nos esforços de

corte durante a furação, dentre eles: o avanço, a profundidade de corte, a velocidade de corte, a geo‐

metria da ferramenta, o material da ferramenta, o material da peça etc.

Para que as equações experimentais que possam estimar os valores destes esforços sejam deter‐

minadas, é necessário que o número de parâmetros de influência no processo seja reduzido, a fim de ter

uma equação possível de ser usada. Assim, os pesquisadores KRONENBERG E H. DAAR desenvolveram e‐

quações baseadas no diâmetro (D) do furo, no avanço (f) e no material da peça para brocas. Os demais

fatores estão implícitos nas constantes definidas. Tais equações estão representadas na Tabela 6.3.

Os valores das constantes do material da peça (C, x e y) das equações mostradas na Tabela 6.3 são

apresentados nas Tabelas 6.4 e 6.5.



Tabela 6.3 – Equações empíricas para determinação dos esforços em furação

FURAÇÃO EM CHEIO FURAÇÃO COM PRÉ‐FURO

Momento Torçor

[Nmm]

x1 y1t 1M C D f

KRONENBERG

2 x3 x3 x3 1 y3t 3M C D D d f

H. DAAR

Força de Avanço

[N]

x2 y2f 2F C D f

H. DAAR

1 x4 x4 x4 1 y4f 4F C D D d f

H. DAAR

D diâmetro da broca [mm] f avanço da broca [mm/volta] Ci, xi, yi constantes do material da peça

Tabela 6.4 – Coeficientes para a obtenção do momento de torção


Aço C1 x1 y1 Aço C3 x3 y3

1085 296 2,05 0,86 1085 271 1,90 0,29

1020 148 2,22 0,76 1020 236 1,60 0,23

1065 238 2,05 0,83 1065 185 2,10 0,30

1055 215 2,01 0,77 1055 198 1,70 0,34

1025 372 1,87 0,77 1025 216 1,90 0,26

52100 459 1,97 0,77 52100 341 2,50 0,30

VM 20 477 1,77 0,72 VM 20 213 1,90 0,30

VND 257 2,13 0,78 VND 369 1,90 0,22

VS 60 107 2,33 0,70 VS 60 466 0,50 0,31

Tabela 6.5 – Coeficientes para a obtenção da força de avanço


Aço C2 x2 y2 Aço C4 x4 y4

1085 1579 1,02 0,79 1085 373 0,90 0,49

1020 319 1,32 0,65 1020 1098 0,20 0,39

1065 486 1,07 0,54 1065 273 0,60 0,56

1055 216 1,32 0,54 1055 373 0,40 0,62

1025 328 1,21 0,60 1025 407 0,60 0,43

52100 411 1,41 0,66 52100 632 1,20 0,46

VM 20 268 1,30 0,59 VM 20 451 0,50 0,46

VND 540 1,29 0,72 VND 917 0,60 0,32

VS 60 419 1,35 0,70 VS 60 677 0,20 0,60



6.6.1.1 Exemplo 6.1

Seja uma broca de aço‐rápido com 12 mm que será usada para a furação do aço ABNT 1020.

Considerando um avanço de 0,8 mm/volta, determine: (a) a força de avanço (Ff) e o momento de torção

(Mt) na furação em cheio; (b) a Ff e o Mt na furação com pré‐furo de 4 mm.


De acordo com as Tabelas 6.4 e 6.5 para o aço ABNT 1020:

C1 = 148 C2 = 319 C3 = 236 C4 = 1098

x1 = 2,22 x2 = 1,32 x3 = 1,60 x4 = 0,20

y1 = 0,76 y2 = 0,65 y3 = 0,23 y4 = 0,39

(a) Conforme a Tabela 6.3 para D = 12 mm e f = 0,8 mm/volta:

Força de avanço na furação em cheio: x2 y2f 2F C D f

1,32 0,65f fF 319 12 0,8 F 7,34 kN

Momento de torção na furação em cheio: x1 y1t 1M C D f

2,22 0,76t tM 148 12 0,8 M 31,1 N m

(b) Considerando d = 4 mm:

Força de avanço na furação com pré‐furo: 1 x4 x4 x4 1 y4f 4F C D D d f

1 0,2 0,2 0,2 1 0,39f fF 1098 12 12 4 0,8 F 2,27 kN

Momento de torção na furação com pré‐furo: 2 x3 x3 x3 1 y3t 3M C D D d f

2 1,6 1,6 1,6 1 0,23t tM 236 12 12 4 0,8 M 23,7 N m

6.6.2 Determinação do avanço máximo permissível da ferramenta

Uma broca helicoidal é submetida basicamente aos esforços de torção e compressão. Se os esfor‐

ços em cada aresta principal de corte da broca não forem iguais (devido, principalmente, a uma afiação

desigual dos dois gumes), surgirá uma resultante radial diferente de zero (Fp1 Fp2 0), que provocará

flexão na broca, podendo levá‐la à ruptura. Em brocas de pequeno diâmetro (D 3,5 mm), também a

flambagem deve ser levada em consideração.

Quanto maior o esforço a que a broca é submetida, mais a máquina é solicitada e maior é o risco

da broca se quebrar. Baseando‐se nas equações da Tabela 6.3 e nas características da ferramenta de

corte e da máquina, é possível determinar o avanço máximo permissível para a realização de um dese‐

jado furo, acima do qual a máquina‐ferramenta (furadeira) não consegue mais realizar o corte e/ou a

broca se rompe. Três são os fatores limitantes:



Material da broca

Rigidez da máquina‐ferramenta

Potência do motor do eixo‐árvore

6.6.2.1 Material da broca

A tensão admissível para uma broca normal de aço‐rápido é adm 245 N/mm2. A tensão ideal re‐

sultante da ação conjunta do momento torçor e da força de avanço é dada por:

33t

i adm t3

36,4 M 245 D M 6,73 D

D 36,4

Assim, tem‐se para a furação em cheio (situação mais crítica) a seguinte situação:

13 x1 y1

max

1

6,73 Df

C

(6.1)

Desta forma, utilizando‐se um valor de avanço menor ou igual ao dado pelas equações supramen‐

cionadas, garante‐se que a broca não vai romper. O avanço máximo calculado dessa forma é válido para

brocas de diâmetros médios e pequenos. Para brocas de grandes diâmetros, certamente devem‐se levar

em consideração a resistência e a rigidez da máquina (vide Fig. 6.13).

6.6.2.2 Rigidez da máquina‐ferramenta

Toda máquina de furar tem um limite para a força de penetração que pode realizar. Acima deste

limite, ela não consegue prosseguir o movimento de avanço da broca. Em furadeiras radiais, costuma‐se

tomar a força máxima como aquela que produz no braço da máquina uma flecha por flambagem de

1,5 mm por metro de braço. Desta forma, tem‐se para a furação em cheio (situação mais crítica):

x2 y2 y2 furadeiraf 2 furadeira max x2

2

FF C D f F f

C D

1

y2furadeira

max x22

F f

C D

(6.2)

A Figura 6.29 mostra um diagrama com a variação do avanço máximo permissível (fmax) em função

do diâmetro (D) da broca para a furação do aço 1025, levando‐se em consideração a resistência da bro‐

ca na furação em cheio e a força de penetração máxima da máquina (considerada igual a 2480 kgf).

Observa‐se no diagrama que para D 35 mm, a resistência da broca é a limitação, enquanto que para

D 35 mm, a limitação passa a ser a força de avanço da máquina. Vale dizer também que o avanço má‐

ximo para D 35 mm vale fmax 1,0 mm/volta.

6.6.2.3 Potência do motor do eixo‐árvore

A potência máxima de corte disponível no eixo‐árvore de uma furadeira (Pcdisp) pode ser dada por:



tmax

cmax ccdisp motor

M D n

F v D 2 1000P P

60 60

Figura 6.29 – Avanço máximo permissível versus diâmetro da broca

Levando‐se em consideração a furação em cheio:

x1 y1tmax motormotor 1 max

M n 9550 PP C D f

30000 n

1

y1motor

max x11

9550 P f

n C D

(6.3)

6.6.2.4 Exemplo 6.2

Verifique se o avanço do Exemplo 6.1 é aceitável, levando‐se em conta a resistência da broca.


1 13 x1 3 2,22y1 0,76

max max

1

6,73 D 6,73 12f f 0,22 mm/volta

C 148

O avanço da broca de aço‐rápido do Exemplo 6.1 não é aceitável, visto que não se deve ultrapas‐

sar 0,22 mm/volta (o exemplo utiliza 0,8 mm/volta).

6.6.2.5 Exemplo 6.3

Seja uma broca de aço‐rápido com 40 mm que será usada na furação do aço ABNT 1055 com ro‐

tação n 1000 rpm. Sabendo que a força de penetração máxima na furadeira é 25 kN e a sua potência é

0

1

2

3

4

5

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Avan

ço M

áxim

o [m

m/v

olta

]

Diâmetro da Broca [mm]

Furação do Aço 1025 ‐ Ffmax = 2480 kgf

Resistência da Broca

Força de Avanço da Máquina



15 cv (rendimento de 80%), calcule: (a) o avanço máximo permissível, (b) a força de avanço máxima, (c)

o momento de torção máximo e (d) a força de corte máxima.


De acordo com as Tabelas 6.4 e 6.5 para o aço ABNT 1055:

C1 = 215 x1 = 2,01 y1 = 0,77

C2 = 216 x2 = 1,32 y2 = 0,54

(a) Cálculo do avanço máximo permissível em função de:

Material da broca: 1 1

3 x1 3 2,01y1 0,77

max max

1

6,73 D 6,73 40f f 1,28 mm/volta

C 215

Rigidez da máquina‐ferramenta: 1 1y2 0,54

furadeiramax maxx2 1,32

2

F 25000f f 0,804 mm/volta

C D 216 40

Potência do motor do eixo‐árvore: 1 1y1 0,77

motormax maxx1 2,01

1

9550 P 9550 15 735,55 0,8f f 0,154 mm/volta

n C D 1000 215 40

Portanto, o avanço máximo permissível é fmax 0,15 mm/volta.

(b) Cálculo da força de avanço máxima:

x2 y2 1,32 0,54fmax 2 fmaxF C D f 216 40 0,15 F 10,1 kN

(c) Cálculo do momento de torção máximo:

x1 y1 2,01 0,77tmax 1 tmaxM C D f 215 40 0,15 M 82,8 N m

(d) Cálculo da força de corte máxima:

tmaxcmax cmax

2 M 2 82,8F F 4,14 kN

D 40

6.7 Qualidade de Peças Furadas

A análise do acabamento obtido em processos de furação normalmente é uma tarefa complexa,

pois se trata de um processo de desbaste no qual o acabamento é obtido por outro processo.



No entanto, todas as operações de acabamento em furos são utilizadas para produzir característi‐

cas exclusivas na peça, visando satisfazer as exigências específicas de tolerâncias. Por exemplo, o alar‐

gamento produz uma melhor retilineidade, enquanto o mandrilamento resulta num melhor paralelismo.

Os processos de furação produzem furos que poderão ter diâmetros maiores ou menores do que

o desejado. Da mesma forma existem tolerâncias dimensionais negativas e/ou positivas. Quanto às tole‐

râncias geométricas, a retilineidade e o paralelismo dependem do comprimento e do diâmetro do furo;

por outro lado, a circularidade e o perpendicularismo dependem do processo. Erro de planicidade ocor‐

re devido à deflexão na ferramenta (principalmente), excentricidade da ferramenta, erro na máquina

etc. e depende da profundidade e da largura de corte, do comprimento e do diâmetro da ferramenta.

A Figura 6.30 esquematiza os erros de forma (diâmetro não uniforme), de posição (deslocamento

do centro do furo), de circularidade (seção circular distorcida), dimensional (diâmetro resultante dife‐

rente da broca) e de rebarbação (rebarbas na entrada ou saída do furo).

Figura 6.30 – Erros comuns na geometria do furo

6.8 Problemas

1. Refaça o Exemplo 6.3 utilizando uma broca de aço‐rápido com 25 mm e rotação n 1500 rpm.

Compare os resultados com os encontrados no Exemplo 6.3.

2. Considerando um avanço f 0,3 mm/volta, determine a rotação máxima permitida à broca de aço‐

rápido para os dados do Exemplo 6.3.

3. Reproduza a Figura 6.29 para o Exemplo 6.3.



7 PROCESSO DE FRESAMENTO

7.1 Generalidades

A operação de fresamento é uma das mais importantes no processo de usinagem mecânica. A

operação consiste na retirada do excesso de material ou sobrematerial da superfície de uma peça (re‐

mover cavaco) com a finalidade de construir superfícies planas retilíneas ou com uma determinada for‐

ma e acabamento desejados. No fresamento, a remoção do sobrematerial da peça é feita pela combina‐

ção de dois movimentos, efetuados ao mesmo tempo. Um dos movimentos é o de rotação da ferramen‐

ta ao redor do seu eixo. O outro é o movimento da mesa da máquina, onde é fixada a peça a ser usina‐

da. É o movimento da mesa da máquina‐ferramenta ou movimento de avanço que leva a peça até a

ferramenta de corte e torna possível a operação de usinagem. A ferramenta, chamada fresa, é provida

de arestas cortantes (gumes) dispostas simetricamente em torno de um eixo.

O fato da fresa poder se apresentar sob as mais diferentes formas confere a esta operação um ca‐

ráter de versatilidade em termos de geometrias possíveis de serem geradas. Boa parte das superfícies

não‐planas e de não‐revolução de peças e/ou componentes mecânicos somente pode ser gerada por

fresamento. As superfícies planas de não‐revolução podem ser executadas por vários processos além do

fresamento, dentre eles o aplainamento, o brochamento externo e a retificação. A Tabela 7.1 apresenta

dados comparativos entre estes processos.

Tabela 7.1 ‐ Comparação entre o fresamento e outros processos de usinagem no corte de superfícies planas de não‐revolução

FRESAMENTO APLAINAMENTO

Operação mais barata Máquina e manutenção mais barata e menor tempo

de afiação da ferramenta

FRESAMENTO BROCHAMENTO EXTERNO

A operação de brochamento é impossível quando a

superfície a ser usinada faz uma intersecção com

qualquer outra superfície existente

Operação mais barata a partir de um determinado

número de peças no lote

FRESAMENTO RETIFICAÇÃO

Maior capacidade de remoção de cavaco

Melhor acabamento da superfície usinada e obtenção

de tolerâncias mais apertadas. Muitas vezes, operação

de retificação vem depois da operação de fresamento

Recordando (vide Fig. 7.1):

Aplainamento é o processo mecânico de usinagem destinado à obtenção de superfícies regradas,

geradas por um movimento retilíneo alternativo da peça ou da ferramenta. O aplainamento pode ser

horizontal ou vertical. Quanto à finalidade, as operações de aplainamento podem ser classificadas

ainda em aplainamento de desbaste a aplainamento de acabamento.



Brochamento é um processo mecânico de usinagem destinado à obtenção de superfícies quaisquer

com auxílio de ferramentas multicortantes. Para tanto, a ferramenta ou a peça se deslocam segundo

uma trajetória retilínea, coincidente ou paralela ao eixo da ferramenta. O brochamento pode ser in‐

terno (executado num furo passante) ou externo (executado numa superfície externa da peça).

Retificação é um processo mecânico de usinagem por abrasão4 destinado à obtenção de superfícies

com auxílio de ferramentas abrasivas de revolução. Para tanto, a ferramenta gira e a peça ou a fer‐

ramenta se desloca segundo uma trajetória determinada, podendo a peça girar ou não. A retificação

pode ser tangencial (cilíndrica, cônica, de perfis, plana, sem centros) ou frontal.

(a) (b)

(c) (d)

Figura 7.1 – Processos de usinagem usados na geração de superfícies planas de não‐revolução: (a) fresamento; (b) aplainamento; (c) brochamento; (d) retificação


Em usinagem, todos os movimentos são importantes. A todos eles estão associados direções, sen‐

tidos, velocidades e percursos.

Em fresamento, a velocidade de corte vc (Eq. 7.1) é a velocidade tangencial instantânea resultante

da rotação n da ferramenta com diâmetro D em um ponto de contato com a peça, onde os movimentos

de corte e de avanço ocorrem simultaneamente:

c

D nv

1000

(7.1)

onde vc = velocidade de corte [m/min]; D = diâmetro da fresa [mm]; n = rotação da ferramenta [rpm].

4 Denomina‐se usinagem por abrasão o processo mecânico de usinagem no qual são empregados abrasivos ligados ou soltos.

Segundo a Norma ABNT PB‐26, uma ferramenta abrasiva é aquela constituída de grãos abrasivos ligados por aglutinante, com

formas a dimensões definidas. A ferramenta abrasiva com a forma de superfície de revolução adaptável a um eixo é denomi‐

nada rebolo abrasivo. Não são considerados rebolos abrasivos rodas ou discos de metal, madeira, tecido, papel, tendo uma ou

várias camadas de abrasivos na superfície.



Sabe‐se que f [mm/volta] é o percurso de avanço em cada volta da ferramenta. Assim, fz [mm] é o

percurso de avanço por dente e por volta da ferramenta medido na direção de avanço (z = número de

dentes da fresa). O avanço por dente corresponde à distância entre duas superfícies em usinagem con‐

secutivas, considerada na direção de avanço (Eq. 7.2).

z

ff

z (7.2)

O avanço de corte fc [mm] é a distância entre duas superfícies consecutivas em usinagem, medida

no plano de trabalho da ferramenta e perpendicular à direção de corte (Eq. 7.3).

c zf f sen (7.3)

A velocidade de avanço vf [mm/min] é o produto do avanço pela rotação da ferramenta (Eq. 7.4).

f zv f n f z n (7.4)

A Figura 7.2 mostra o avanço por dente (fz) e as direções das velocidades associados ao movimen‐

to concordante (vide Item 7.5.1) e ao discordante (vide Item 7.5.2) no processo de fresamento. Na

figura, é o ângulo entre as direções das velocidades de avanço (vf) e de corte (vc); e é o ângulo entre as direções das velocidades efetiva (ve) e de corte (vc).

Figura 7.2 – Grandezas de avanço no fresamento (a) concordante; (b) discordante

As grandezas de penetração são aquelas que descrevem geometricamente a relação de penetra‐

ção entre a ferramenta e a peça. Em fresamento, ap corresponde à profundidade ou largura de penetra‐

ção da ferramenta em relação à peça, medida perpendicularmente ao plano de trabalho (Fig. 7.3).

(a) (b)

Figura 7.3 – Grandezas de penetração no fresamento: (a) tangencial ou periférico; (b) frontal



No fresamento tangencial (Item 7.5.4), ap é denominado largura de corte; no fresamento frontal

(Item 7.5.5), ap é denominada profundidade de corte. Assim como ap, a penetração de trabalho (ae)

tem importância predominante no fresamento: ae corresponde à penetração da ferramenta em relação

à peça medida no plano de trabalho perpendicularmente à direção de avanço. Tem‐se também af que

representa a penetração da ferramenta medida no plano de trabalho na direção de avanço.

O tempo de corte tc [min] (Eq. 7.5) resume a totalidade dos tempos ativos, pois ele representa o

tempo em que os movimentos de corte e/ou avanço estão efetivamente ocorrendo:

f f f

c

f z z c

L L d Lt

v f z n 1000 f z v

(7.5)

onde Lf é o percurso de avanço [mm]. Em fresamento, a dificuldade em obter tc está em justamente

determinar Lf. Maiores detalhes na Seção 7.5.

A taxa de remoção de material Q (Eq. 7.6) representa o volume de cavaco removido [cm3] por u‐

nidade de tempo [min]. Este parâmetro é frequentemente utilizado para determinar a eficiência de uma

operação de usinagem. Em fresamento, ela é calculada pelo produto de três parâmetros: profundidade

ou largura de corte, penetração de trabalho e velocidade de avanço da ferramenta:

p e fa a vQ

1000

(7.6)


As peças a serem usinadas podem ter as mais variadas formas. Este poderia ser um fator de com‐

plicação do processo de usinagem. Porém, graças à fresadora (ou máquina de fresar) e às suas ferra‐

mentas e dispositivos especiais, é possível usinar praticamente qualquer peça com superfícies de todos

os tipos e formatos. A operação de usinagem feita por meio da fresadora é chamada de fresamento.

O levantamento histórico indica que a operação de fresamento surgiu em 1918. A fresadora é a

máquina cuja ferramenta possui movimento de rotação e que permite movimentar a peça em um, dois,

três ou mais eixos (lineares e/ou giratórios). Sendo assim, tem‐se uma máquina elaborada para execu‐

ção facilitada de peças prismáticas – ao contrário do torno que executa principalmente peças rotacio‐

nais (perfil de revolução).

Algumas exigências de projeto e construção de máquinas de fresar:

As máquinas‐ferramenta devem ser projetadas para altas solicitações estáticas e dinâmicas.

O posicionamento da árvore deve ser radial ou axial sem folgas.

O acionamento da árvore deve ser contínuo e sem folgas para evitar vibrações e permitir altas vidas

das ferramentas.

Fresamento sincronizado necessita de cuidados no acionamento e no avanço da mesa e dos carros.

Facilidade na operação: visor eletrônico de posicionamento; aplicação de comando numérico.



7.3.1 Tipos de fresadoras

Podem‐se classificar as fresadoras de diversas formas, sendo que as principais levam em conside‐

ração o tipo de avanço, a estrutura, a posição do eixo‐árvore em relação à mesa de trabalho e a sua

aplicação (OBS. mesa de trabalho é o lugar da máquina onde se fixa a peça a ser usinada). Tem‐se:

Quanto ao avanço:

Manual

Automático (hidráulico ou elétrico)

Quanto à estrutura:

De oficina, também chamada de ferramenteira (maior flexibilidade)

De produção (maior produtividade)

Quanto à posição do eixo‐árvore:

Horizontal (eixo árvore paralelo à mesa de trabalho);

Vertical (eixo árvore perpendicular à mesa de trabalho);

Universal (pode ser configurada para vertical ou horizontal);

Omniversal (universal com a mesa que pode ser inclinada);

Duplex (dois eixos‐árvore simultâneos);

Triplex;

Multiplex;

Especiais.

Quanto à aplicação:

Convencional;

Pantográfica (fresadora gravadora);

Chaveteira (específica para fazer chavetas internas e/ou externas);

Dentadora (específica para usinar engrenagens);

Copiadora (o apalpador toca um modelo e a ferramenta o reproduz na peça).

As fresadoras são, na maioria dos casos, classificadas de acordo com a posição do seu eixo‐árvore

em relação à mesa de trabalho. Por existirem diversos modelos de fresadoras, as partes principais de

uma máquina podem variar de uma configuração para outra. Desta forma, serão detalhados os princi‐

pais componentes de uma fresadora omniversal de produção e outros modelos comumente aplicados

em ambiente industrial.

7.3.1.1 Fresadora Omniversal

Principais componentes da Fresadora omniversal (Fig. 7.4):

Base: é o componente responsável por suportar toda a máquina e, muitas vezes, funciona também

como reservatório de fluido refrigerante (Fig. 7.5). Normalmente os apoios possuem ajustes para ni‐

velamento da máquina no piso.

Coluna: é a estrutura principal da máquina (Fig. 7.6). Costuma ser o alojamento do sistema de acio‐

namento e também dos motores. Possui as guias (barramento) do movimento vertical.



(a) (b) (c)

Figura 7.4 – Configurações de uma fresadora omniversal: horizontal (a) foto; (b) desenho; (c) desenho vertical

Console: desliza pelas guias da coluna, realizando o movimento vertical da peça (Fig. 7.7). Aloja os

mecanismos de acionamento da sela e da mesa. Possui as guias do movimento horizontal transver‐

sal. Na fresadora ferramenteira, normalmente de configuração vertical, não costuma haver o conso‐

le, pois o movimento vertical é realizado pelo próprio eixo árvore.

Sela: na omniversal, a sela divide‐se em duas partes denominadas sela inferior e sela superior. A sela

inferior (Fig. 7.8a) desliza pelas guias do console, realizando o movimento horizontal transversal. A

sela superior (Fig. 7.8b) gira em um plano horizontal em relação à inferior, permitindo‐se inclinar a

peça. A superior possui as guias do movimento horizontal longitudinal.

Mesa: desliza pelas guias da sela superior realizando o movimento horizontal longitudinal (Fig. 7.9).

Possui rasgos em “T” para fixação das peças e acessórios e canalizar o fluxo de fluido lubrirrefrigeran‐

te de volta ao reservatório.

Figura 7.5 – Base Figura 7.7 – Console

(a) (b)

Figura 7.8 – Sela: (a) inferior; (b) superior Figura 7.6 – Coluna Figura 7.9 – Mesa

Torpedo: é a estrutura montada sobre a coluna (Fig. 7.10a). Sua finalidade é a de receber o suporte

do mandril (Fig. 7.10b), quando a fresadora estiver na configuração horizontal e com ferramenta lon‐

ga. Quando se utiliza a configuração vertical, o torpedo é deslizado para trás.

Cabeçote vertical: dispositivo que se fixa na coluna da fresadora e conecta‐se ao eixo‐árvore, alte‐rando a configuração de horizontal para vertical, Figura 7.11.



(a) (b)

Figura 7.10 – (a) torpedo; (b) suporte do mandril Figura 7.11 – Cabeçote vertical

Árvore: é o eixo que recebe a potência do motor e fornece o movimento de giro para a ferramenta.

A árvore pode ser acionada através de correia e/ou engrenagens, as quais permitem o ajuste de al‐

gumas velocidades de rotação. Ela pode girar nos dois sentidos. Normalmente, em sua extremidade,

há um cone (ISO ou Morse) para fixação direta de ferramentas ou de mandril porta ferramentas.

7.3.1.2 Fresadoras de Console

A Figura 7.12 mostra as fresadoras de console horizontal e vertical.

(a) (b)

Figura 7.12 ‐ Fresadoras de console: (a) horizontal; (b) vertical

Principais características:

Coluna soldada na base.

Console para movimento vertical no qual o carro transversal faz a movimentação da mesa.

Máquinas horizontais: a coluna possui o acionamento principal e tem o fuso principal.

Máquinas verticais: o acionamento principal está num compartimento fixado vertical ou horizontal‐

mente na coluna.

Pequeno porte: potências de 1 a 25 kW.

7.3.1.3 Fresadoras Horizontais

Principais características das fresadoras horizontais (Fig. 7.13):

Coluna é responsável pela movimentação vertical.

Mesa possui carro transversal onde são fixadas as peças de trabalho.

Com o deslocamento vertical da coluna, a força de avanço não é alterada com a movimentação do

carro transversal.



Qualidade de usinagem obtenível melhor que nas de console e transversais.

Figura 7.13 – Fresadoras horizontais

7.3.1.4 Fresadoras Paralelas

A Figura 7.14 mostra as fresadoras paralelas pequenas e grandes.

(a) (b)

Figura 7.14 – Fresadoras paralelas: (a) pequenas; (b) grandes


Grande mesa de fixação para usinagem de peças longas ou de peças em série.

Possibilidade de se preparar uma mesa enquanto outra está sendo usada.

Máquinas deste tipo podem ter vários cabeçotes, o que possibilita a usinagem de uma peça em cinco

superfícies.

7.3.1.5 Fresadoras Universais

A Figura 7.15 ilustra uma fresadora universal (desenho e foto).



Figura 7.15 – Fresadora universal


Base, mesa giratória, cabeçote de fresamento flexível.

Usinagem em todas as direções com ferramentas de geometrias complexas.

Fabricação de pequenas e médias peças.

Potências de 2 a 15 kW.

7.3.1.6 Fresadoras de Mesa Circular

A Figura 7.16 mostra as vistas laterais de uma fresadora de mesa circular.

Figura 7.16 – Fresadora de mesa circular


As peças são fixadas em dispositivos que se encontram na mesa circular que realiza o movimento de

avanço circular.

Dois fusos principais posicionados verticalmente podem ser utilizados em operações em seqüência.

Esse posicionamento tem a vantagem de o movimento de avanço ser contínuo e não necessitar um

retorno da mesa.

Os dispositivos de fixação dessas máquinas são hidráulicos e automáticos.



7.3.1.7 Fresadoras Copiadoras

A Figura 7.17 ilustra dois tipos de fresadoras copiadoras.

Figura 7.17 ‐ Fresadoras copiadoras


Presença de apalpador copiador.

O acionamento de avanço deve ser bastante rígido, pois trabalha conjuntamente com o apalpador.

Apalpadores em versões bidimensionais e 2½ dimensionais.

Os apalpadores bidimensionais trabalham nos eixos X e Y.

Os apalpadores 2½ dimensionais trabalham no eixo vertical.

7.3.1.8 Fresadoras com Comando Numérico (Três Eixos)

A Figura 7.18 mostra uma fresadora com comando numérico e movimentação em três eixos.

Figura 7.18 – Fresadora com comando numérico (três eixos)


Movimento da coluna – eixo X.

Movimento vertical pelo carro – eixo Y.



Movimento do cabeçote porta‐ferramenta – eixo Z.

O carro possui um palete que pode ser trocado.

O cabeçote possui dispositivos para troca de ferramentas no magazine.


Os principais acessórios utilizados em operações de fresamento relacionam‐se à fixação da peça

na mesa de trabalho. São eles: parafusos e grampos de fixação (Fig. 7.19); calços (Fig. 7.20); cantoneiras

de angulo fixo ou ajustável (Fig. 7.21); morsas (Fig. 7.22); mesa divisora (Fig. 7.23); divisor universal e

contraponto (Fig. 7.24).

Figura 7.19 – Parafusos e grampos de fixação Figura 7.20 – Calços

Figura 7.21 – Cantoneiras (de ângulo fixo e ajustável) Figura 7.22 – Morsa

Figura 7.23 – Mesa divisora Figura 7.24 – Divisor universal e contraponto

É muito importante ressaltar que a instalação de alguns dispositivos e/ou acessórios na mesa de

trabalho da fresadora deve ser realizada com muita atenção para evitar erros dimensionais na usina‐

gem. Para que o ajuste nesta instalação seja feito adequadamente, é importante que se faça uma análi‐

se do projeto do componente que será usinado, conciliando bom senso, lógica e prática. A escolha de

acessórios adequados proporciona economia de tempo de montagem/desmontagem, maior segurança

nas operações de corte e evita vibrações indesejáveis.

O exemplo clássico é a instalação de uma morsa. Após sua fixação na mesa com auxílio de gram‐

pos e/ou parafusos de fixação, deve‐se fazer o seu alinhamento/posicionamento (referenciamento) em

três planos básicos com o auxílio de um relógio comparador, apalpando o seu mordente fixo que deverá



ficar paralelo ao movimento da mesa (Fig. 7.25). Também é necessário verificar se não há cavacos que

mantenham a morsa ligeiramente inclinada no plano paralelo ao chão.

Figura 7.25 – Fixação e posicionamento da peça na máquina de fresar

Ainda para auxiliar o posicionamento, dispositivos com carregamento manual ou automático, com

sensores de falha e travas elétricas são comumente encontrados.


Outro conjunto de acessórios de grande importância está relacionado com a fixação das ferra‐

mentas na máquina. Como já foi mencionado, o eixo‐árvore possui em sua extremidade um cone e cha‐

vetas. Neste cone pode‐se fixar um mandril ou uma ferramenta de haste cônica. Para garantir a fixação

utiliza‐se uma haste roscada que atravessa a árvore. As chavetas evitam o deslizamento.

Há ferramentas de haste cônica que podem ser fixadas diretamente no cone de fixação do eixo‐

árvore, que pode ser MORSE (menor esforço) ou ISO (maior fixação). Normalmente trata‐se de ferramen‐

tas relativamente grandes. Para fixarem‐se ferramentas menores que possuem outra dimensão de cone

utiliza‐se um mandril adaptador, como mostrado pela Figura 7.26. Nesta mesma figura pode‐se observar

na ponta do mandril a rosca onde se fixa a haste roscada.

Com relação ao mandril, podem‐se ter três tipos: universal (JACOBS, Fig.7.27), portapinça e por

taferramenta. O mandril universal é muito utilizado em furadeiras manuais, mas também pode ser

utilizado em fresadoras, mas com ressalvas. Só podem ser fixadas ferramentas de haste cilíndrica e cujo

esforço não seja elevado, pois a pressão de fixação não será suficiente.

Figura 7.26 – Mandril adaptador para ferramentas de haste cônica (Cone MORSE)

Figura 7.27 – Mandril universal tipo JACOBS

Plano 2

Plano 3

Plano 1

Plano 2



O mandril porta‐pinça (Fig. 7.28) possui modo de trabalho similar ao JACOBS, mas permite uma

força de fixação maior. Também é indicado para ferramentas de haste cilíndrica. A pinça é uma peça

única com um furo central no diâmetro da haste a ser fixada e com diversos cortes longitudinais que lhe

dão uma flexibilidade de fechar este furo em alguns décimos de milímetro. Este mandril é composto de

duas partes. A primeira (que é o mandril propriamente dito) possui uma cavidade que receberá a pinça.

Esta cavidade possui uma superfície cônica de formato igual ao da pinça. A segunda parte, denominada

porca, é roscada no mandril. Durante o rosqueamento, a pinça é forçada pela porca a entrar na cavidade

do mandril e, devido ao formato cônico, obriga a pinça a se fechar e fixar à ferramenta.

Figura 7.28 – Mandril porta pinça e dois modelos de pinças

Para ferramentas de maior porte, e conseqüentemente, maior esforço de usinagem, é necessário

uma maior garantia de que não haja um deslizamento entre o mandril e a própria ferramenta. Nestes

casos, o mandril possui chavetas, que podem ser transversais (quando o mandril é curto) ou longitudi‐

nais. A Figura 7.29 apresenta alguns modelos de mandril.

Figura 7.29 – Alguns modelos de mandril

A Figura 7.30 apresenta um mandril curto com chaveta longitudinal e transversal.

(a) (b)

Figura 7.30 – Mandril porta‐fresa curto com chaveta (a) longitudinal; (b) transversal

A Figura 7.31 apresenta um mandril porta‐fresa longo com chaveta longitudinal, também deno‐

minado de eixo porta‐fresa de haste longa.



Figura 7.31 – Eixo porta‐fresa de haste longa

7.4 Ferramentas de Corte

As fresas são ferramentas rotativas providas de múltiplas arestas de corte dispostos simetrica‐

mente ao redor de um eixo, removendo intermitentemente material da peça. Esta característica oferece

uma grande vantagem das fresas sobre outras ferramentas: o menor desgaste. Quando os dentes não

estão realizando o corte eles estão sendo refrigerados, e isto permite que mantenham sua dureza.

Em muitos casos utilizam‐se fresas com apenas uma aresta cortante, denominadas popularmente

de bailarina. Em situações específicas também pode ser necessário o uso de uma disposição não‐

simétrica das arestas de corte para evitar ressonância.

7.4.1 Tipos de Fresas

As fresas podem ser classificadas de várias maneiras, como mostra a Figura 7.32. A primeira delas

seria quanto à forma geral. As fresas podem ser cilíndricas, cônicas ou ainda de forma. Quanto à estru‐

tura, as fresas podem ser inteiriças, com insertos, com dentes postiços, ou de haste. As ferramentas

mais estreitas são também chamadas de fresas de disco, enquanto as ferramentas que possuem haste

própria são denominadas de fresas de haste ou fresas de topo.

INTEIRIÇA COM INSERTO COM DENTES POSTIÇOS DE HASTE

CILÍNDRICA DE DISCO ANGULAR DETALONADA

Figura 7.32 – Ferramentas de fresar

As fresas cônicas ou angulares podem possuir apenas um ângulo, como as fresas para encaixes ti‐

po cauda de andorinha, ou possuir dois ângulos. Neste segundo caso podem ser classificadas como si‐



métricas (ângulos iguais) ou bi‐angulares (ângulos diferentes). Normalmente as fresas para cauda de

andorinha possuem haste incorporada, enquanto as fresas bi‐angulares não.

As fresas de forma (detalonadas) possuem o perfil de seus dentes afiados para gerar superfícies

especiais tais como dentes de engrenagem (fresa módulo), superfícies côncavas ou convexas, raios de

concordância e outras formas específicas de cada caso, e são denominadas fresas especiais. Alguns au‐

tores classificam as fresas cônicas como fresas de forma. As fresas especiais normalmente são fabrica‐

das pela própria empresa que as utiliza, no setor denominado de ferramentaria, ou são encomendadas

em empresas especializadas em ferramentas.

Quanto ao sentido de corte, a classificação depende do sentido de giro da ferramenta, observado

do lado do acionamento (de cima para baixo). Têm‐se as fresas de corte à direita (horário) e as fresas de

corte à esquerda (anti‐horário). Obviamente, esta classificação só se emprega em fresas de haste fixa.

As que não possuem haste podem, em geral, ser fixadas tanto em um sentido como em outro.

Quanto aos dentes, podem ser retos, helicoidais, ou bi‐helicoidais. Os dentes helicoidais têm co‐

mo vantagem uma menor vibração durante a usinagem, ou seja, o corte é mais suave, pois o dente não

atinge a peça de uma só vez como acontece com os dentes retos. Os dentes helicoidais geram uma força

axial, e para compensar esta força pode‐se recorrer a uma fresa bi‐helicoidal, ou seja, uma ferramenta

que possui um dente afiado em um sentido e o seguinte afiado no inverso. Mas fresas bi‐helicoidais só

são possíveis em espessuras relativamente pequenas e com ângulos reduzidos de hélice. Para possibili‐

tar usinagem de grandes superfícies sem o efeito da força axial deve‐se recorrer a uma montagem de

duas fresas de mesmo diâmetro e número de dentes, mas com hélices invertidas.

Quanto à construção, podem‐se classificar as fresas como inteiriças, onde toda a ferramenta é

construída de um mesmo material. As mais comuns são as de aço rápido e metal‐duro. Há também a

fresa calçada, onde o corpo da ferramenta é de um material mais simples e as arestas de corte, soldados

ao corpo, são de um material mais nobre, como aço‐rápido ou metal‐duro. Finalmente há as fresas com

dentes postiços (insertos) que são similares as fresas calçadas. A diferença é que os dentes de aço‐

rápido, metal‐duro, diamante ou cerâmicos podem ser trocados em caso de quebra ou desgaste.

As fresas também podem ser classificadas quanto às faces de corte (o número de superfícies com

afiação) e que definem em que direção a ferramenta pode avançar, ou seja, se poderá executar um fre‐

samento tangencial (eixo paralelo à peça) e/ou uma fresamento frontal (eixo perpendicular à peça).

Têm‐se fresas de um, dois e três cortes. A fresa de um corte possui afiação, normalmente, apenas em

sua superfície cilíndrica. A fresa de dois cortes possui afiação em uma de suas faces e em sua superfície

cilíndrica. Uma fresa de três cortes possui afiação nas duas faces e também na superfície cilíndrica.

Quanto à fixação pode‐se fresas de haste cilíndrica ou cônica e fresas para mandril com chaveta

longitudinal ou transversal.

Esses diversos tipos de fresas são fabricados principalmente de aço‐rápido, aço‐rápido com reco‐

brimento e metal‐duro. Fresas de grandes diâmetros (fresas frontais de facear, fresas cilíndricas de dis‐

co) são feitas de metal‐duro (região de corte) com corpo de aço‐carbono (mais barato). Para fresas de

pequenos diâmetros (fresas frontais de topo), o material utilizado é o aço‐rápido e o aço‐rápido com

cobertura. Dado ao fato de que as máquinas CNC modernas possibilitam rotações cada vez mais altas, as

fresas inteiriças de metal‐duro também têm sido uma opção para diâmetros inferiores a 20 mm.




A Figura 7.33 ilustra as características geométricas da fresa.

Figura 7.33 – Arestas de corte e superfícies da parte de corte de uma fresa frontal

Os ângulos de folga (), de cunha () e de saída () são os ângulos da fresa ( 90°). São estes ângulos que dão à ferramenta de corte uma maior ou menor resistência à quebra. Isto significa

que quanto maior for a abertura do ângulo , mais resistente será a fresa. Obviamente, quanto menor

for a abertura do ângulo , menos resistente a fresa será. Com isto, é possível classificar a fresa em três

tipos: W, N e H. A Figura 7.34 apresenta uma comparação entre estas fresas.

W N H

Figura 7.34 – Tipos de fresas

Tipo W ( 8o, 57o e 25o): por ter uma abertura de ângulo de cunha () menor, tem passo

grande (poucos dentes). Esta fresa é indicada para a usinagem de materiais não‐ferrosos de baixa du‐

reza, tenazes, que geram cavacos longos como alumínio, bronze e plásticos.

Tipo N ( 7o, 73o e 10o): é mais resistente que a fresa Tipo W por ter passo menor (mais

dentes). É indicada para materiais de média dureza (rt 700 MPa). Comumente usada em desbaste

e semi‐acabamento de aços, e em situações onde exista tendência à vibração prejudicial à operação.

Tipo H ( 5o, 81o e 4o): tem passo pequeno (grande número de dentes e espaços entre os

dentes pequenos). Permite alta taxa de remoção de material (pode‐se aumentar f e, consequente‐

mente, vf, mantendo‐se fz no mesmo nível da fresa Tipo N). Normalmente usada para ferro fundido

(por causa do cavaco curto que se aloja bem nos pequenos espaços entre os dentes) e para opera‐

ções de acabamento em aços (não se podem realizar desbastes, pois o volume de cavaco removido

fica limitado pelo espaço entre os dentes; se fz for mantido em níveis baixos, o acabamento da peça



fica muito bom e não existirá problema de entupimento entre os dentes). Também é adequada para

o fresamento de materiais em que vc tenha de ser mantida em níveis reduzidos, como no caso de li‐

gas de titânio (vc baixa significa n baixa; como vf fzzn, um z grande compensa uma n baixa e fz não

precisa ser muito pequeno para se ter uma razoável vf e, assim, uma taxa razoável de remoção de

material). Por ser mais resistente que as fresas Tipo W e Tipo N, esta fresa é indicada para usinar

materiais duros e quebradiços (rt > 700 MPa).

Observa‐se que fresas para materiais mais macios podem ter dentes menos resistentes, o que

significa possuir um ângulo de cunha menor. Isto permite colocar menos dentes na ferramenta, dei‐

xando maior espaço para transportar o cavaco, que será removido em grandes quantidades. Em uma

fresa para materiais de alta dureza, cada dente remove pouco material. Desta forma, é necessário que a

fresa possua muitos dentes para que, em uma volta, remova uma quantidade significativa de material.

Além disto, os dentes deverão ter um ângulo maior para lhes conferir maior resistência.

Por exemplo, suponha que se precise usinar uma peça de aço. Por ser mais duro que outros ma‐

teriais, menor volume dele será cortado por dente da fresa. Portanto, menos cavaco será produzido por

dente e menos espaço para a saída será necessário. Já um maior volume por dente pode ser retirado de

materiais mais moles, como o alumínio. Neste caso, mais espaço será necessário para a saída de cavaco.

Um dos problemas em usinar materiais moles com fresa com muitos dentes é que o cavaco fica preso

entre os dentes e estes não são refrigerados adequadamente. Isto acarreta o desgaste dos dentes e

pode ainda gerar um mau acabamento da peça.


Além dos diversos fenômenos já estudados anteriormente (condições de usinagem, geometria da

ferramenta etc.) que causam o desgaste da ferramenta em usinagem, o fresamento possui algumas

características peculiares que incentivam o processo de falha da ferramenta. A Figura 7.35 mostra as

falhas comuns encontradas em fresas (desgastes e avarias combinadas).

Figura 7.35 – Falhas típicas da ferramenta de corte em fresamento

Variações da temperatura: quando uma aresta de corte está em contato com a peça realizando a

remoção de material, a mesma se aquece. Como a espessura de corte é variável, a distribuição de

temperaturas é irregular. Quando a aresta cortante sai da peça, ela se resfria em contato com o meio

lubrirrefrigerante. Essas variações de temperatura resultam em tensões que podem causar trincas

(ou fissuras) térmicas. Estas avarias ocorrem perpendicularmente à aresta de corte (Fig. 7.36a).

Variação dos esforços mecânicos: no momento da entrada da ferramenta, a aresta de corte sofre um

impacto, pois as forças de corte crescem rapidamente e depois variam conforme a direção e espes‐



sura do cavaco. Isso poderá causar trincas mecânicas por fadiga no material. Estas avarias ocorrem

paralelamente à aresta de corte, causando microlascamentos na aresta de corte (Fig. 7.36b).

(a) (b)

Figura 7.36 – Fraturas na fresa: (a) fissuras térmicas; (b) microlascamentos

A soma das trincas de origem térmica com as trincas de origem mecânica resulta em um tipo de

deformação na cunha cortante da ferramenta denominada sulco em forma de pente. Essas característi‐

cas exigem maior cuidado com a tenacidade e resistência ao choque térmico da pastilha, bem como o

dimensionamento da geometria da ferramenta a fim de que ela possa resistir a esses fenômenos. O

crescimento das trincas pode levar à quebra da ferramenta. Para evitá‐las pode‐se, dentre outros pro‐

cedimentos, deve‐se escolher uma ferramenta mais tenaz, diminuir o avanço por dente e posicionar a

fresa corretamente em relação à peça.

7.5 Operações de Fresamento

De acordo com o movimento relativo entre a peça e a ferramenta, pode‐se ter fresamento dis

cordante, fresamento concordante ou fresamento combinado. Antes de definir esses tipos de fresa‐

mento, é importante que se defina o ângulo de contato do dente (), que é o ângulo entre uma linha

radial da fresa que passa pelo ponto de contato aresta de corte/peça e outra linha radial que passa pelo

ponto onde a espessura de corte (hD) é zero.

Segundo a posição do eixo‐árvore da máquina‐ferramenta, a operação é classificada em: fresa‐

mento horizontal, fresamento vertical ou fresamento inclinado.

Quanto aos métodos de fresar superfícies segundo a disposição dos dentes ativos da fresa, classi‐

fica‐se a operação em: fresamento tangencial (ou periférico) e fresamento frontal.

7.5.1 Fresamento concordante

No fresamento concordante ou para baixo, o sentido de rotação da fresa é o mesmo do avanço

da peça no ponto de contato. O corte inicia‐se com a espessura máxima do cavaco (h) e a força de corte

tende a apertar a peça contra a mesa (o ângulo de contato do dente () começa de um valor máximo e

decresce até zero). É a forma menos indicada de fresamento, e está apresentada na Figura 7.37. Outras

vantagens: menor desgaste; melhor acabamento; menor força e potência de usinagem; caminho mais

curto da aresta de corte.

A maioria das fresadoras trabalha com o avanço da mesa baseado em fuso/porca, que com o

tempo e desgaste apresentam uma folga. No movimento concordante esta folga é empurrada pelo den‐

te da fresa no mesmo sentido de deslocamento da mesa (esforço de corte). Desta forma a mesa pode

executar movimentos irregulares (vibração) que poderão prejudicar o acabamento da peça e até mesmo

quebrar os dentes da fresa. Este inconveniente pode ser corrigido diminuindo‐se as folgas fuso/porca ou



utilizando‐se fusos de esferas recirculantes, onde não existe folga e todo contato entre fuso e porca é

feito através de esferas.

Figura 7.37 – Fresamento concordante

7.5.2 Fresamento discordante

No fresamento discordante ou para cima, o sentido de rotação da fresa é contrário ao sentido de

avanço da peças, no ponto de contato. Isto faz com que o corte do cavaco se inicie com a espessura (h)

mínima (o ângulo de contato do dente () cresce de zero a um valor máximo). A força de corte tende a

levantar a peça da mesa. Se a peça for longa e estiver presa pelas extremidades, ela poderá gerar vibra‐

ções indesejáveis. A Figura 7.38 ilustra este método de fresamento.

Figura 7.38 – Fresamento discordante

Este tipo de fresamento costuma desgastar um pouco mais a ferramenta. Como o corte inicia‐se

com pouca espessura, o início do corte é difícil. Na realidade a aresta de corte começa encruando o ma‐

terial a ser cortado, até que sejam superadas as deformações elásticas e realmente inicie‐se o cisalha‐

mento do material. Este encruamento eleva localmente a dureza, fazendo com que o desgaste seja um

pouco mais elevado. Neste método não há influência da folga entre porca/parafuso no deslocamento da

mesa, fazendo com que o movimento seja mais uniforme, gerando melhor acabamento.

7.5.3 Fresamento combinado

Ocorre quando a fresa tem seu eixo dentro do campo de corte da peça. Desta forma parte do cor‐

te ocorre através da fresamento concordante e parte através da discordante (Fig. 7.39).



Figura 7.39 – Fresamento combinado

7.5.4 Fresamento tangencial

No método tangencial, o eixo de rotação da fresa é paralelo à superfície da peça que está sendo

usinada. A seção transversal da superfície fresada corresponde ao contorno da fresa ou à combinação

das fresas. A largura de corte ap (b ap) é substancialmente maior que a penetração de trabalho ae. A

superfície usinada é gerada pela aresta principal de corte. Usualmente, o fresamento tangencial é reali‐

zado em fresadoras horizontais (Fig. 7.40). As ferramentas de corte são chamadas de fresas de disco,

fresas cilíndricas ou fresas tangenciais.

Figura 7.40 – Fresamento tangencial em fresadora horizontal

7.5.4.1 Forma do cavaco produzido

No fresamento tangencial, o cavaco tem a forma de uma vírgula com a espessura de corte (hD) va‐

riando de um valor máximo a zero (corte concordante) ou de zero a um valor máximo (discordante).

O ângulo de contato do dente com a peça () pode ser dado por:

e eD 2 a 2 acos 1

D D

(7.7)

Assim, tem‐se que:

2

e eDmax z z

a ah f sen 2 f

D D

(7.8)



7.5.5 Fresamento frontal

No método frontal, o eixo de rotação é perpendicular à superfície da peça. A superfície fresada é

plana, sem qualquer relação com o contorno dos dentes. Ela é caracterizada pelas raias de usinagem

deixadas pelos dentes, de acordo com o avanço por volta f e por dente fz. A penetração de trabalho ae é

substancialmente maior que a profundidade de corte ap. Pela sua alta produtividade, deve ser preferida

sempre que possível. Em geral, o fresamento frontal é realizado em fresadoras verticais (Fig. 7.41). As

ferramentas de corte são chamadas de fresas de topo ou fresas frontais.

Figura 7.41 – Fresamento frontal em fresadora vertical

No fresamento frontal, podem‐se ter formas de cavaco diferentes. No caso do fresamento frontal

simétrico, onde a fresa se desloca sobre o eixo de simetria da peça, tem‐se o início do cavaco com uma

espessura inicial, passando por um máximo no eixo de simetria da peça e terminando com espessura

inicial novamente. No fresamento frontal assimétrico, quando toda superfície é fresada com fresas de

facear, a espessura de corte se inicia em um mínimo e termina em um máximo (Fig. 7.42).

(a) (b) (c) (d)

Figura 7.42 – Tipos de fresamento frontal: (a) simétrico tipo rasgo; (b) simétrico tipo faceamento; (c) assimétrico com toda a superfície sendo fresada; (d) assimétrico com parte da superfície sendo fresada

7.5.5.1 Forma do cavaco produzido

Os cavacos do processo de fresamento são geralmente curtos e de segmentos descontínuos, que

são decorrentes da geometria do processo. A espessura de corte varia de zero a um máximo no corte

discordante e de um máximo a zero no corte concordante. A Figura 7.43 mostra a geometria de um ca‐

vaco para fresamento concordante.



Figura 7.43 – Geometria do cavaco

No fresamento frontal, podem‐se ter formas de cavaco diferentes. No caso do fresamento frontal

simétrico, onde a fresa se desloca sobre o eixo de simetria da peça, tem‐se o início do cavaco com uma

espessura inicial, passando por um máximo no eixo de simetria da peça e terminando com espessura

inicial novamente. No fresamento frontal assimétrico, quando toda superfície é fresada com fresas de

facear, a espessura de corte se inicia em um mínimo e termina em um máximo.

O cavaco produzido no fresamento frontal simétrico e assimétrico pode ser assim definido:

Simétrico em relação ao eixo de simetria da peça em usinagem:

Fresamento de rasgo ou canal com fresas de topo

Quando ae D e 180°, a espessura de corte hD cresce de hDmin 0 a hDmax fz e depois volta a

hDmin 0.

Fresamento comum com fresas de facear

Quando ae D e easen2 D

, a espessura de corte hD cresce de um determinado valor na entra‐

da (hDmin 0) a hDmax fz e depois volta ao valor inicial hDmin.

Assimétrico com fresas de facear:

Pode ser concordante (se a maior parte da espessura for decrescente) ou discordante (se a maior

parte da espessura for crescente).

Este procedimento é vantajoso quando o diâmetro da fresa é grande em relação à largura da peça

– neste caso, tem‐se um maior número de dentes simultaneamente no corte, e com isso, meno‐

res esforços de corte por dente e, portanto, um corte mais suave.

Pode ser usado também para se fazer rebaixos.

Observações:

A direção das forças radiais de corte no corte simétrico variará à medida que a aresta cortante

penetrar na peça, o que poderá levar a vibrações e à quebra prematura da mesma. O problema é

minimizado quando se tem mais de um dente que atua simultaneamente no corte. Quando o cor‐

te é assimétrico, a variação da direção da componente radial da força de usinagem é bem menor

e, com isso, menor a tendência à vibração.

0

D

2hmax

vc

f

l



No caso em que as avarias forem o fator predominante para o fim de vida da fresa (trincas mecâ‐

nicas), o corte assimétrico com pequeno é mais vantajoso, pois desta forma o choque fica mi‐

nimizado. À medida que cresce, aumenta a espessura de corte hD na entrada do dente de corte

e, assim, cresce a energia do choque.

Se a ferramenta usada for tenaz, ela será mais resistente ao choque e ao lascamento gerado por

ele. Assim, não há mais necessidade de se ter pequeno. Neste caso, como o desgaste será o fa‐

tor que determinará o fim de vida da fresa, o corte simétrico passa a ser mais interessante, pois o

contato ferramenta‐peça é menor e, consequentemente, o desgaste também.

7.6 Esforços de Corte em Fresamento

O estudo das forças de usinagem em operações de fresamento permite otimizar os parâmetros de

corte e assim assegurar menor gasto de energia, melhor acabamento e maior vida de ferramenta.

O conhecimento das forças de usinagem ou de suas componentes ortogonais (força de corte, de

avanço e passiva) é a base para: o projeto de uma máquina ferramenta; a determinação das condições

de corte; a explicação de mecanismos de desgaste; a determinação da usinabilidade de peças. Além

disso, as componentes são determinantes para a qualidade geométrica e dimensional da superfície usi‐

nada, uma vez que tais componentes podem induzir deflexões em ferramentas mais esbeltas.

Como no fresamento a área da seção transversal do cavaco varia periodicamente, as forças resul‐

tantes, observadas na movimentação que ocorre entre peça e ferramenta também variam, gerando

vibrações excessivas.

7.6.1 Força de Usinagem

Os fatores que, em maior ou menor grau, afetam as componentes da forças de usinagem nas ope‐

rações de fresamento são: o material a ser usinado e seu estado de dureza; a velocidade de corte, o

avanço e a profundidade de corte; a geometria e o material da ferramenta e o material de recobrimen‐

to; o uso ou não de fluido lubrirrefrigerante; o atrito e as tensões geradas na remoção do cavaco; o des‐

gaste da ferramenta; os efeitos térmicos.

A Figura 7.44 apresenta as disposições das componentes da força de usinagem para os processos

de fresamento. A força total que atua sobre a aresta de corte durante a usinagem é chamada força de

usinagem Fu, suas componentes são a força ativa Ft e a força passiva Fp que é perpendicular ao plano de

trabalho, plano onde os movimentos de usinagem são realizados, a força de usinagem é dividida em

força de corte Fc , força de avanço Ff , força de apoio Fap e força efetiva de corte Fe (não representada na

figura) que é a projeção de Fu sobre a direção efetiva de corte:

2 2u p tF F F (7.9)

Como nos processos de fresamento o ângulo de direção de avanço encontra‐se em constante

variação (diferente dos processos de torneamento, onde este valor é sempre uma constante 90o, fazendo com que a força Fap coincida com Fc), a força ativa resultante será expressa como a resultante

das componentes Fap, Fc e Ff.



Figura 7.44 – Componentes das forças de usinagem atuantes no processo de fresamento tangencial discordante

A força passiva ou de profundidade (Fp) é a projeção da força de usinagem em um plano perpen‐

dicular ao plano de trabalho e não contribui para a potência de usinagem, uma vez que é perpendicular

aos movimentos exercidos neste plano, onde ocorrem os movimentos de corte e de avanço. Entretanto,

deve ser estudada, pois é responsável pela deflexão elástica da peça e flambagem da ferramenta duran‐

te o corte e, dessa forma, responsável pelas variações de tolerâncias de forma e tolerâncias dimensio‐

nais quando estas são muito rígidas. Além disso, Fp é mais sensível ao desgaste da aresta de corte que Fc,

tornando essa componente importante na determinação da vida da ferramenta e nos processos de mo‐

nitoramento de desgaste. A Figura 7.45 ilustra o sistema de monitoramento do processo de fresamento

através da aquisição de sinais de força e torque por sistema wireless.

Figura 7.45 – Sistema de monitoramento do processo de fresamento



7.6.2 Vibração

Normalmente, as vibrações começam como pequenas trepidações (chatters)5, responsáveis pelo

aspecto ondulado na superfície usinada e também por irregularidades na espessura do cavaco e, poste‐

riormente, progride para a vibração propriamente dita. Geralmente a vibração surge devido às limita‐

ções na ferramenta de corte, na máquina, na peça ou no dispositivo de fixação.

7.6.2.1 Ferramenta de corte

Pelo fato das fresas (de topo) serem fixadas por sua parte superior, por imprimirem altas rotações

e por apresentarem falta de rigidez, surgem deflexões causadas pelas variações da força de usinagem. A

inclinação da fresa causada por esta deflexão gera diferentes espessuras de cavaco no sentido axial –

um problema que pode ser ainda mais grave conforme aumente a profundidade de corte axial (ap).

Para faceamento, a direção das forças de corte deve ser considerada:

Fresa com ângulo de posição r 90o, geram principalmente forças radiais na direção

de avanço. Isto cria deflexão da fresa com L/D grande; no entanto, a força axial pe‐

quena é vantajosa ao fazer o fresamento de peças com uma estrutura fraca ou pare‐

des finas e em casos de fixações instáveis.

Fresas com ângulo de posição r 45o geram forças axiais e radiais distribuídas uni‐

formemente. Apresenta entrada suave no corte. Tem baixa tendência a vibrações ao

fazer o fresamento com longos balanços ou com sistemas de fixação e acoplamentos

menores/mais fracos. É a escolha geral para faceamento.

As fresas com pastilhas redondas direcionam a maioria das forças para cima do fuso,

especialmente em pequenas profundidades de corte (ap). Dependendo das variações

de ap, o ângulo r muda de 0o a 90o, alterando a direção da força de corte ao longo do

raio da aresta.O raio de canto oferece uma aresta muito robusta e, por isso, são efici‐

entes para desbaste e uso geral.

Em suma, com longos balanços da ferramenta (redução da estabilidade da ferramenta), reco‐

menda‐se o uso de um ângulo de posição pequeno (alta força de corte axial). Já para peças de paredes

finas e instáveis (redução da estabilidade da peça), é indicado um ângulo de posição grande (baixa força

de corte axial). A Figura 7.46 mostra o efeito do ângulo de posição sobre a estabilidade da ferramenta.

5 As vibrações geradas pelas trepidações da ferramenta resultam de um mecanismo auto‐excitado na geração da espessura do

cavaco durante a operação de usinagem. Dependendo da mudança de fase entre as duas sucessivas ondas, a máxima espes‐

sura do cavaco pode crescer exponencialmente até que a freqüência de oscilação das trepidações, que é fechada, não seja

mais igual ao modo estrutural dominante no sistema. O crescimento das vibrações aumenta as forças de corte e pode lascar a

ferramenta e produzir um acabamento pobre de superfície. As vibrações auto‐excitadas podem ser causadas pelo modo de

acoplamento ou por regeneração da espessura do cavaco. O modo de trepidação de acoplamento ocorre quando existem

vibrações em duas direções no plano de corte. O fenômeno de regeneração resulta da diferença de fase entre as ondas de

vibração passadas em ambos os lados do cavaco e ocorre antes do modo de acoplamento na maioria das usinagens.



Figura 7.46 – Estabilidade da ferramenta

Também se deve escolher o menor diâmetro possível para a operação. Entretanto, o diâmetro da

fresa deve ser de 20 a 50% maior que ae. Também, é importante ter um passo largo e/ou uma fresa para

passo diferencial. Uma fresa com baixo peso é vantajosa.

7.6.2.2 Máquina‐ferramenta

A condição da máquina pode ter grande influência sobre a tendência a vibrações. Desgaste exces‐

sivo no rolamento do fuso ou mecanismo de avanço resultará em propriedades de usinagem insatisfató‐

rias. Devem‐se escolher as estratégias de usinagem e as orientações das componentes da força de usi‐

nagem que aproveitem ao máximo a estabilidade da máquina. Cada fuso de máquina possui áreas natu‐

rais com tendência a vibrações. As áreas de corte estáveis são descritas como pontos de estabilidade e

aumentam à medida que a rotação aumenta. Mesmo aumentos pequenos (como 50 rpm) podem alterar

um processo de corte de instável, com vibrações, para estável, sem vibrações.

7.6.2.3 Peça e suas fixações

Para se obter os melhores resultados possíveis, a peça deve ter um apoio correto em relação às

componentes da força de usinagem que surgem durante o processo. Quando não houver apoio, deve‐se

evitar a operação de corte de uma peça com balanço.

Em peças com paredes/base finas e/ou quando a fixação é fraca (Fig. 7.47):

A fixação deve ser rente à mesa da máquina.

O percurso da ferramenta e o sentido de avanço devem ser na direção do apoio mais forte da má‐

quina/fixação para obter condições de corte mais estáveis.

A usinagem em direções onde o apoio da peça seja insuficiente deve ser evitada.

O fresamento discordante pode reduzir as tendências às vibrações quando a fixação e/ou a peça

são fracas em uma direção específica.

(a) (b)

Figura 7.47 – Fixação da peça: (a) para fixações fracas, o sentido do avanço deve ser em direção à mesa; (b) obser‐va‐se que a primeira etapa deve ser feita na metade da profundidade da segunda, terceira, etc.



7.6.2.4 Fixação da ferramenta

Na montagem da ferramenta na máquina, alguns cuidados devem ser tomados:

A montagem da ferramenta deve ser mantida mais rígida e curta possível.

O adaptador deve ter o maior tamanho/diâmetro possível.

Em fresas pequenas deve‐se usar se possível um adaptador cônico.

Em operações onde o passe final esteja profundo na peça, deve‐se mudar para ferramentas com

extensão em posições pré‐determinadas (Fig. 7.48).

Para rotações do fuso acima de 20 000 rpm deve‐se usar ferramentas e fixação balanceadas.

Figura 7.48 – Ferramentas com extensão pré‐determinadas: deve‐se usar sempre o menor tamanho possível para a ferramenta e aumentar o comprimento gradativamente

Já a excentricidade pode ser atribuída a alguma falha de fixação dos insertos, que pode gerar uma

diferença de raio na fresa. A excentricidade altera as forças médias e os picos máximos e mínimos do

perfil instantâneo de forças de diversas maneiras, dependendo das condições de corte, da geometria do

corte e da natureza e intensidade da excentricidade.

7.6.3 Potência de Corte

Por causa das características do fresamento, a potência de corte consumida varia a todo instante.

Esta variação não é ocasionada pelo corte interrompido, pois esta ocorre também, por exemplo, em

peças complexas sujeitas a operações de acabamento em torneamento, em que este é uma das últimas

etapas visto que os detalhes na peça já foram realizados previamente. Tal variação na potência é então

provocada pela ação de um ou mais dentes no corte do material e pela variação da espessura do cavaco.

Em fresamento, existe uma série de fatores que afetam o consumo de potência para uma deter‐

minada operação de fresamento. Para exemplificar, pode‐se considerar a diferença entre o desbaste

pesado em uma peça de aço versus o faceamento de acabamento de uma peça de ferro fundido, que

são executadas com ferramentas de geometrias e diâmetros diferentes. Existem formas diferentes e

bastante complicadas de calcular a potência necessária para estas duas operações; no entanto, há al‐

gumas equações aproximadas com as quais se tem um valor de referência.

Geralmente, o dimensionamento da potência requerida para a máquina pode ser feito através do

cálculo da potência média, sobretudo quando o número de dentes simultaneamente no corte é alto.

Desta forma, tanto na operação de fresamento tangencial como na operação de fresamento fron‐

tal, a potência média de corte é calculada através do uso de um valor médio de Ks (Ksm) calculado utili‐

zando‐se um valor médio da espessura do cavaco.



Assim, tem‐se que:

s1

sm zm

KK

h (7.10)

em que o valor médio da espessura de corte (hm) é calculado por:

1 2m z r

2 1

cos cosh f sen

(7.11)

onde:

1 ângulo entre o ponto de entrada (ou saída no fresamento concordante) do dente e a vertical;

2 ângulo entre o ponto de saída (ou entrada no fresamento concordante) do dente e a vertical.

Para o fresamento frontal, a equação 7.11 já pode se usada. Para o fresamento tangencial de den‐

tes retos, algumas simplificações podem ser realizadas: 1 0; 2 0; r90o. Então, tem‐se:

0 e

m z m z

0 0

1 cos 2 a 1h f h f

D

(7.12)

onde:

0 ângulo de contato entre o dente e a peça.

Os valores de Ks1 e z para o fresamento são dados pela Tabela 7.2.

Tabela 7.2. Valores dos parâmetros z e Ks1 para diferentes materiais

Material Dureza Brinell (HB) Z Ks1

Aço sem liga

(C = 0,10% a 0,25%) 125 0,25 1500

Aço sem liga

(C = 0,25% a 0,55%) 150 0,25 1600

Aço sem liga

(C = 0,55% a 0,80%) 170 0,25 1700

Aços de Baixa Liga

(elementos de liga < 5%) 175 0,25 1700

Aços de Alta Liga

(elementos de liga > 5%) 200 0,25 1950

Aços inoxidáveis

(austeníticos) 200 0,21 2000

Aços inoxidáveis

(ferríticos/martensíticos) 200 0,21 1800

Ferros fundidos cinzentos

(baixa resistência à tração) 180 0,28 900

Ferros fundidos cinzentos

(alta resistência à tração) 245 0,28 1100

Com isso, a potência média de corte Pc [kW] consumida pelo processo é dada por:



smc 3

K QP

60 10

(7.13)

onde:

Q taxa de remoção de material p e fa a vQ

1000

em [cm3/min].

7.7 Qualidade de Peças Fresadas

Dentre os erros associados às variações das forças de usinagem, aquele que exerce maior influên‐

cia no acabamento da superfície usinada e na tolerância dimensional é a deflexão da ferramenta de

corte no fresamento de topo. Tal deflexão varia durante todo o processo, tanto na usinagem de seg‐

mentos retos quanto na usinagem de cantos. A exatidão no processo de acabamento é, portanto, for‐

temente influenciada pela deflexão da ferramenta, que é causada pela variação das forças de corte, pelo

diâmetro e pelo comprimento da fresa.

O fresamento tangencial produz uma superfície ondulada. A altura desta ondulação define a ru‐

gosidade máxima teórica Rtteórica [m] que é calculada a partir do diâmetro da fresa D [mm] e do avanço

por dente fz [mm]. Essa rugosidade máxima teórica pode ser dada por:

2z

teórica

1000 fRt

4 D

(7.14)

A rugosidade máxima real, no entanto, é sempre maior ou igual à teórica, pois outros fatores

também influem no seu valor, tais como:

Posicionamento irregular das pastilhas no sentido radial.

Desgaste não‐uniforme das arestas.

Fluxo de saída de cavacos irregular.

Condições operacionais da máquina‐ferramenta: se a rotação da fresa for excêntrica (excentricidade

do eixo‐árvore), a rugosidade é diretamente influenciada, pois somente a aresta que gira no maior

diâmetro realiza o corte mais profundo que gera a rugosidade. Portanto, para fins de rugosidade, fz

passa a ser igual a f, e a rugosidade máxima cresce substancialmente.

Fixação e/ou rigidez deficientes da peça, que podem gerar vibrações que são reproduzidas na super‐

fície da peça.

Foi mencionado que, dentre os parâmetros de rugosidade, o mais utilizado é o Ra (roughness av

erage), amplamente empregado na indústria em controle de processos, em especial, no desgaste da

ferramenta. Como representa um valor médio, é um parâmetro estável, que não recebe influência de

efeitos ocasionais.

Para uma operação de fresamento tangencial, o valor de Ra [m] é calculado teoricamente em

função do avanço por dente fz [mm] e pelo diâmetro da fresa D [mm], conforme Equação 7.15:



2 2z z

a

1000 f fR 64,15

D9 3 D

(7.15)

Para uma operação de fresamento frontal, o valor de Ra [m] é determinado pela Equação 7.16:

2 2a zR 500 r r 0,25 f (7.16)

Como já mencionada, a utilização do fresamento concordante pode melhorar o acabamento da

peça por causa da diminuição da vibração (vide seção 8.5.1). Outras ações que podem melhorar o aca‐

bamento são o uso adequado de fluido de corte (principalmente na usinagem de materiais que têm

tendência ao empastamento) e a diminuição da penetração de trabalho (ae) no fresamento tangencial,

que tem um importante efeito na deflexão da ferramenta. No entanto, no corte de materiais que têm

alta taxa de encruamento, como o aço inox austenítico, a penetração de trabalho não pode diminuir

demais, para que se evite o encruamento da superfície.

7.8 Otimização do Processo de Fresamento

Os principais fatores a serem levados em conta na seleção das condições de usinagem no fresa‐

mento são: profundidade (ou largura) de corte (ap), avanço por volta (f), velocidade de corte (vc) e nú‐

mero de dentes da fresa (z).

7.8.1 Profundidade ou largura de corte

Do ponto de vista econômico, deve‐se usar a maior profundidade (ou largura) de corte possível, já

que esta influencia pouco no desgaste da fresa e seu aumento provoca um incremento proporcional na

remoção de material.

Assim, em fresas de topo (fresamento frontal) e fresas de disco (fresamento tangencial), deve‐se

utilizar ao máximo o comprimento das arestas (ap equivale respectivamente à profundidade e à largura

de corte). Porém, é necessário obedecer à recomendação de que a largura de usinagem (b ap/sen r)

deve ser menor que 2/3 do comprimento total da aresta de corte da fresa para se evitar vibrações (vide

Item 7.6.2.1).

7.8.2 Avanço

Para a escolha do avanço em fresamento, diferentes fatores precisam ser analisados, como o tipo

da fresa, o material da ferramenta, o acabamento da superfície fresada, a potência da máquina etc.

Como foi visto no Item 4.2.4, o avanço não é diretamente proporcional à força de corte, pois a

pressão específica de corte diminui com o aumento do avanço. Consequentemente, não é diretamente

proporcional à potência consumida. Mantendo‐se a mesma taxa de remoção de material, o aumento do

avanço por dente (fz) acarreta uma diminuição da potência consumida. Assim, mantendo‐se o avanço (f)

constante, uma fresa com poucos dentes consome menos potência que uma fresa com muitos dentes.



Para que a pressão específica de corte não cresça demasiadamente, a espessura média do cavaco

(hm) deve ser maior que 0,04 a 0,20 mm (dependendo da dureza do material e da geometria de corte)

para o fresamento tangencial e superior a 0,10 mm para o fresamento frontal.

7.8.3 Velocidade de corte

Uma alteração da rotação (n) da fresa visando mudar a velocidade de corte (vc) vai ocasionar uma

alteração no avanço por dente (fz) – se a velocidade de avanço (vf) não for modificada na mesma pro‐

porção, visto que:

f zv f n f z n (7.17)

Uma modificação de fz altera a espessura média do cavaco (hm) e uma mudança de vf altera a taxa

de remoção de material.

Um incremento de vc sem modificação em vf gera uma diminuição de fz e, consequentemente, da

espessura do cavaco (h), sem alterar a taxa de remoção de material (Q), o que provocará um maior Ks

por dente. Com isto, ocorrerá um aumento da potência consumida. Isso mostra que no fresamento, ao

escolher vc, é preciso analisar alguns outros fatores além dos usuais.

Apesar disso, o grande objetivo na escolha da vc mais adequada ainda recai sobre obter uma vida

econômica para a fresa, principalmente porque vc tem mais influência sobre os desgastes da ferramenta

que f e ap. Além de toda a influência que vc exerce sobre a temperatura de corte, incentivando os meca‐

nismos de desgaste (vide Item 7.4.3), no fresamento, o incremento de vc aumenta a força do impacto

do dente da fresa contra a peça, incentivando ainda mais a ocorrência de trincas e lascamentos de ori‐

gem mecânica na aresta de corte.

7.8.4 Número de dentes da fresa

Já foi mencionado que uma fresa de muitos dentes consome mais potência que uma fresa de

poucos dentes, mantendo‐se o mesmo fz, já que na 1ª, o fz (e o hm) é menor que na 2ª, para uma mesma

taxa de remoção de material (Q).

Outros fatores de escolha do número de dentes da fresa são:

Material da peça: materiais que geram cavacos longos no corte exigem um espaço maior entre den‐

tes da fresa.

Tamanho da peça: para evitar vibrações indesejadas, é sempre bom manter pelo menos 2 dentes da

fresa atuando simultaneamente no corte do material.

Estabilidade do sistema máquina/fresa/dispositivo de fixação/peça e o acabamento superficial dese‐

jado: quanto menor fz e, por conseguinte, quanto maior z para um determinado f, melhor o acaba‐

mento superficial da peça.



7.8.5 Percurso da ferramenta e tempo de corte

Os percursos são considerados nas direções dos movimentos durante um tempo desejado de evo‐

lução do processo. A Figura 7.49 ilustra os percursos de corte (Lc), de avanço (Lf) e efetivo (Le) na opera‐

ção de fresamento discordante.

Figura 7.49 – Percursos da ferramenta na operação de fresamento discordante

O tempo de corte (tc) é um dos principais parâmetros analisados quando o objetivo é a otimização

do processo. De forma geral tem‐se a seguinte relação:

f

c

f

L [mm]t [min/peça]

v [mm/min] (7.18)

O percurso de avanço (Lf) deve ser analisado em cada situação. A Figura 7.50 apresenta um es‐

quema geral para a usinagem de um canal que atravessa a peça. Pode‐se considerar que Lf é a soma do

comprimento da peça mais o diâmetro da ferramenta ( 2R), desconsiderando‐se a folga inicial e a final.

Figura 7.50 – Percurso de avanço para um canal no fresamento frontal com fresa de topo

Se o canal não atravessasse todo o comprimento da peça, então o percurso de avanço seria o

próprio comprimento do canal.

É comum também ter situações onde a usinagem da peça envolva diferentes velocidades de a‐

vanço (vf) em diferentes etapas. Neste caso será necessário calcular o tempo de corte (tc) de cada uma

destas etapas e somá‐las.

O tempo unitário (t1) é o tempo total gasto por uma peça. Calcula‐se por meio da soma do tempo

de corte (tc) com o tempo de preparação da peça (tp), como mostra a seguinte relação:

1 c pt [min] t [min] t [min] (7.19)



O tempo do lote (tL) é o tempo gasto para se usinar um lote de peças. Depende do tempo unitário

(t1), da quantidade de peças do lote (Qdd) e do número de máquinas que farão o lote (Nmaq).

1

L

maq

t [min]Qddt [h]

N 60

(7.20)

A produtividade (Pr), definida como peças/minuto (ou outra unidade de tempo), também é utili‐

zada como parâmetro na otimização do processo, facilitando a comparação entre máquinas. É simples‐

mente o inverso do tempo de corte.

c

1Pr [peças/min]

t [min/peça] (7.21)

7.8.5.1 Exemplo 7.1

É preciso fresar um lote de 500 peças de aço de pressão específica de corte média de 2500 N/mm2 com

100 mm de comprimento, 100 mm de largura, e 15 mm de altura. A operação consiste na abertura de

uma cavidade circular centrado na face da peça com diâmetro de 54 mm e profundidade de 5,0 mm.

Figura 7.51 – Exemplo 7.1

As fresas compradas para esta operação são de topo, inteiriças de metal‐duro, com 04 arestas de corte,

diâmetro de 14 mm, velocidade de corte de 40 m/min e avanço por dente de 0,05 mm. Serão utilizadas

duas fresadoras verticais para a usinagem do lote, ambas com potência útil de 0,3 cv. De acordo com o

processo de fabricação elaborado, a posição inicial da ferramenta será no centro da peça a 1,0 mm da

face. O material da cavidade será removido em duas etapas de 2,5 mm de profundidade. A velocidade

de avanço de aprofundamento será de 1/4 da velocidade de avanço normal. A abertura do diâmetro da

cavidade será executada em dois passes de igual tamanho. Deverá ser utilizada a maior velocidade de

avanço possível. Tanto a velocidade de retorno para o centro da cavidade como a velocidade de subida

da ferramenta serão ajustadas para 300 mm/min. Observe que a posição inicial e a final da ferramenta

são as mesmas. Qual o tempo de usinagem (horas e minutos) do lote, considerando o tempo de setup

entre peças de 30 segundos em média.




(a) Dados do problema:

Tamanho do lote: Qdd 500 peças

Pressão específica de corte: Ksm 2500 N/mm2

Cavidade circular em fresamento frontal: 54mm / ap 5,0 mm

Fresa de topo com z 4 dentes; fz 0,05 mm/dente ( f 0,2 mm/volta);

D 14 mm; vc 40 m/min

Fresadoras verticais: Nmaq 2 com Pc 0,3 cv 220,8 W

Penetração máxima permitida: 2,5 mm 2 passes para remover ap 5,0 mm.

Posição inicial da ferramenta a 1,0 mm da face.

Velocidades de avanço de entrada e saída: vf1 0,25vf2; vf3 300 mm/min

(b) Cálculo dos espaços:

Corte de aprofundamento: Espaço 1 1,0 mm 2,5 mm 2,5 mm 6 mm

Corte normal: Espaço 2 2(10 210 10 220) mm 417 mm

Saída em vazio: Espaço 3 20 mm 20 mm 6 mm 46 mm

(c) Cálculo da rotação do eixo árvore da fresadora vertical.

c1000 v 1000 40n n 910 rpm

D 14

(d) Cálculo das velocidades de avanço:

Corte normal: f2 f2v f n 0,2 910 v 182 mm/min

Corte de aprofundamento: f1 f2 f1v 0,25 v v 45,5 mm/min

Saída em vazio: vf3 300 mm/min (dado)

(e) Cálculo dos tempos de usinagem:

Tempo de corte: c cf1 f1

Espaço 1 Espaço 2 6 417t t 2,423 min

v v 45,5 182

Tempo improdutivo: i if3

Espaço 3 46t t 0,153 min

v 300

Tempo de setup entre peças: tp 30 s 0,5 min

Tempo unitário: t1 tc ti tp 3,08 mm

Tempo do lote: 1L L

maq

t Qdd 3,08 500t t 12 h 49 min

60 N 60 2



(f) Verificação da máquina‐ferramenta:

Corte normal: ae 10 mm

Da equação 7.13: sm p e f2

c 3

K (a a ) v 2500 (2,5 10) 182P 189,6 W 220,8 W OK!

60 10 60000

Corte de aprofundamento: deve‐se seguir o procedimento de furação (vide item 6.2.1)

No caso, a área da seção transversal de corte deixa de ser (apae) e passa a ser (0,25Df):

sm fc 3

K (0,25 D f) v 2500 (0,25 14 0,2) 182P 5,308 W 220,8 W OK!

60 10 60000

7.9 Problemas

1. No Exemplo 7.1, o processo está usando aproximadamente 86% da sua potência útil para produzir

o lote de 500 peças em 12 h 49 min. Determine o tempo de produção deste mesmo lote se fosse u‐

tilizado 95% da sua potência útil.

2. Com uma fresa disco deseja‐se usinar um canal de 5 mm de profundidade em uma peça de 200 mm

de comprimento e pressão específica de corte média de 650 N/mm2.

Figura 7.52 – Problema 2

A velocidade de corte recomendada pelo fabricante da ferramenta é 14 m/min. Será utilizada uma

fresadora horizontal com motor de 4,0 cv (95% de rendimento). Estima‐se o rendimento da máqui‐

na em 95%. As características da fresa são: 150 mm de diâmetro, 35 mm de largura, 24 arestas de

corte e 0,54 mm de avanço por dente. Calcule a velocidade de avanço e o tempo de corte. Pode‐se

ter alguma melhoria no processo? Especifique.

3. Deseja‐se fresar um lote de 7500 peças de aço (Ksm 2800 N/mm2) com comprimento 350 mm,

altura 15 mm e largura 50 mm. A operação consiste de uma cavidade centrada na face superior da

peça com largura de 35 mm, comprimento de 250 mm e profundidade de 5,0 mm.



Figura 7.53 – Problema 3

As fresas compradas para esta operação são de topo, com 04 arestas de corte em metal‐duro, diâ‐

metro de 25 mm, velocidade de corte de 70 m/min e avanço por dente de 0,13 mm. Estão disponí‐

veis três fresadoras verticais para esta operação: a fresadora FR1 com potência de 1,5 cv, a FR2 com

4,0 cv e a FR3 com 7,0 cv. A decisão do operador é sempre realizar a abertura da cavidade em ape‐

nas uma passada e na maior velocidade de avanço possível para não perder tempo. Qual o tempo

de usinagem (horas e minutos) do lote com a fresadora escolhida, considerando o tempo de setup

entre peças de 40 segundos em média. Observações: (1) A peça já possui um furo inicial em um

dos cantos da cavidade. (2) Será utilizada somente uma fresadora.

4. Deve‐se fresar, em 32 horas (8 turnos de 4 horas), um lote de 3000 peças de aço com pressão espe‐

cífica de corte média de 3900 N/mm2. A operação consiste de uma cavidade circular com diâmetro

de 75 mm e profundidade de 12 mm. As fresas são de topo, inteiriças de metal‐duro, com 04 ares‐

tas de corte, diâmetro de 30 mm, velocidade de corte de 80 m/min e avanço por dente de 0,08 mm.

De acordo com o processo de fabricação elaborado, a posição inicial da ferramenta será no centro

da peça a 1,0 mm da face. O material da cavidade será removido em etapas de 4,0 mm de profun‐

didade. A velocidade de avanço de aprofundamento será de 1/3 da velocidade de avanço normal.

Deverá ser utilizada a maior velocidade de avanço possível. A velocidade de retorno para o centro

da cavidade após cada etapa e a velocidade de subida da ferramenta (percurso em vazio) será ajus‐

tada para 500 mm/min. Observe que a posição inicial e a final da ferramenta são as mesmas. Consi‐

derando que o tempo de troca de peças está estimado em 36 segundos, planejar o número de má‐

quinas e a potência necessária de cada uma para um rendimento de 90%.

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apostila usinagem parte2

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