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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE PRODUÇÃO E
SISTEMAS
Leonardo Zilli
APLICAÇÃO DE TAXA DE DESGASTE
TRIDIMENSIONAL PARA DETERMINAÇÃO DE CUSTOS EM
SISTEMAS FLEXÍVEIS DE MANUFATURA NO PROCESSO DE
TORNEAMENTO DE AÇOS ENDURECIDOS
Trabalho de Conclusão de Curso
apresentado ao Departamento de
Engenharia de Produção e Sistemas
da Universidade Federal de Santa
Catarina, como requisito parcial para
obtenção do título em Engenharia
área Mecânica, habilitação Produção
Mecânica.
Orientador: Prof. Carlos Ernani
Fries, Dr.
Coorientador: Prof. Denis Boing, Dr.
Florianópolis
2018
Ficha de identificação da obra elaborada pelo autor
através do Programa de Geração Automática da Biblioteca Universitária
da UFSC.
Leonardo Zilli
APLICAÇÃO DE TAXA DE DESGASTE
TRIDIMENSIONAL PARA DETERMINAÇÃO DE CUSTOS EM
SISTEMAS FLEXÍVEIS DE MANUFATURA NO PROCESSO DE
TORNEAMENTO DE AÇOS ENDURECIDOS
Este Trabalho de Conclusão de Curso foi julgado adequado e
aprovado, em sua forma final, pelo Curso de Graduação em
Engenharia de Produção Mecânica, da Universidade Federal de
Santa Catarina.
Florianópolis, 5 de novembro de 2018.
________________________
Prof. ª Marina Bouzon, Dra.
Coordenadora dos Cursos de
Graduação em Engenharia de Produção
Banca Examinadora:
________________________
Prof. Carlos Ernani Fries, Dr.
Orientador
Universidade Federal de Santa Catarina
________________________
Prof. Denis Boing, Dr.
Coorientador
Centro Universitário de Brusque
________________________
Prof. Glauco Garcia Martins Pereira da Silva, Dr.
Universidade Federal de Santa Catarina
Este trabalho é dedicado à minha
família e aos meus amigos.
AGRADECIMENTOS
À minha família, especialmente meus pais, Carlos Afonso Zilli e
Maria Rosaria Prudêncio Zilli, pela educação, suporte e oportunidades em
todas as esferas da minha vida.
Ao professor Carlos Ernani Fries pela dedicação na orientação,
conselhos, ensinamentos e paciência durante as muitas horas de reuniões.
Ao professor Denis Boing pela oportunidade de trabalhar com este
tema, pelo incentivo e confiança.
Ao engenheiro Fernando Luiz Castro, pela amizade e ideia do tema
deste trabalho.
Ao técnico Luiz Carlos Santana de Freitas pela ajuda nos ensaios
deste trabalho.
À Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC) pelos anos de
aprendizado, oportunidades e transformação pessoal e profissional.
Aos amigos e colegas dentro e fora da UFSC, por todo o suporte e
contribuições diretas e indiretas para realização deste estudo.
Ao Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação (CTIF) pela
estrutura fornecida para a realização dos procedimentos experimentais.
A persistência é o caminho do êxito. (Charlie
Chaplin)
RESUMO
Os Sistemas Flexíveis de Manufatura (SFMs) buscam absorver
rapidamente variações de demanda impostas pelo mercado ao incorporar
tecnologias de informação e comunicação diretamente na manufatura.
Nos departamentos de usinagem, além da utilização de SMFs é necessário
também agilidade na definição dos parâmetros de corte mais eficientes.
O torneamento de aços endurecidos é empregado principalmente em
processos de acabamento que exigem alta precisão e se apresenta como
uma opção mais flexível à retificação. Na usinagem de aços endurecidos,
as ferramentas mais utilizadas são as de PCBN ou cerâmicas mistas.
Ferramentas de metal-duro revestidas e com grãos ultrafinos são uma
alternativa, porém somente em menores velocidades de corte. O objetivo
deste trabalho é adotar um modelo matemático que determina a vida de
ferramenta com base na extrapolação da taxa de desgaste tridimensional
para comparar o custo de fabricação ao utilizar ferramentas de metal-
duro, cerâmica e PCBN na região de transição de usinagem convencional
para aços endurecidos. A partir dos resultados de vida foram feitas
análises das condições econômicas de corte de ferramenta e uma célula
flexível de usinagem foi simulada utilizando os parâmetros de corte mais
favoráveis economicamente. Neste estudo, foram realizados ensaios de
vida no faceamento no aço AISI 52100, com dureza de 50 HRC, com as
ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN. Os resultados dos ensaios
de vida das ferramentas comprovaram a estabilidade, confiabilidade e
agilidade do modelo matemático baseado na taxa de desgaste. A
ferramenta de cerâmica foi economicamente dominante no intervalo de
velocidade de corte ensaiado. O modelo de custos de usinagem tradicional
se mostrou limitado para SFMs. As metodologias de troca rápida de
ferramentas, os elevados custos de hora homem-máquina e a relação
custo/desempenho das ferramentas atuais refletiram em velocidades de
corte de mínimo custo e de máxima produção maiores do que a velocidade
de corte limite da máquina-ferramenta e das ferramentas utilizadas nos
ensaios. Resultados da simulação da célula flexível de usinagem
mostraram o menor custo de produção dos lotes da família de produtos
no cenário com a ferramenta de cerâmica, enquanto que num segundo
cenário com ferramentas de PCBN, a aplicação da ferramenta de metal-duro na máquina-ferramenta mais ociosa reduziu o custo em 17% e a
aumentou a taxa de utilização em 12% para o mesmo ritmo de produção.
Palavras-chave: Torneamento de materiais endurecidos. Sistemas
flexíveis de manufatura. Ferramentas de corte. Taxa de desgaste.
ABSTRACT
The Flexible Manufacturing Systems (SFMs) seek to quickly absorb
variations in demand imposed by the market by incorporating information
and communication technologies directly into manufacturing. In
machining departments, besides the utilization of FMS, it is also
necessary to be agile when determining the most efficient cutting
parameters. The turning of hardened steels is applied mainly in finishing
processes that require high precision and is presented as a more flexible
option to grinding. In the machining of hardened steels, the most
commonly used tools are PCBN or mixed ceramics. Coated cemented
carbide tools with ultra-fine grains are an alternative, although only at
lower cutting speed. This work aims to adopt a mathematical model that
determines tool life based on the extrapolation of the three-dimensional
wear rate to compare manufacturing costs when using cemented carbide,
ceramic and PCBN tools at the boundary between conventional and hard
machining. From the tool life results by the extrapolation of the wear rate,
analyzes of the economical cutting condition were made and a flexible
machining cell was simulated using the most economically cutting
parameters. In this study, life tests were performed on the AISI 52100
steel, with a hardness of 50 HRC, with the cemented carbide, ceramic and
PCBN tools. The results of the tool life tests proved the stability,
reliability, and agility of the mathematical model based on the wear rate.
The ceramic tool presented a better economic performance for the speed
range tested. The traditional machining costs model was deemed limited
to SMFs. Quick tool changeover methodologies, high labor-machine hour
costs and cost performance ratio of current tools, have resulted in
minimal-cost and optimal-time cutting speeds greater than the cutting
speed limits of the machine and the tools used in the tests. The results of
the flexible machining cell simulation model presented lowest cost of
production of the product batches in the scenario with the ceramic tool.
While in a second scenario with PCBN tools, the application of the metal
carbide tool in the lathe with lower utilization reduced the cost by 17%
and increased the utilization rate by 12% for the same production rate.
Keywords: Turning of hardened steels. Flexible manufacturing systems.
Cutting tools. Wear rate.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Gráfico de Pareto do número de citações de artigos Scopus. 32 Figura 2 - Volume versus variedade em sistemas de manufatura. ........ 40 Figura 3 - Layout funcional. .................................................................. 41 Figura 4 - Tecnologia de grupo (flow shop). ......................................... 42 Figura 5 - Arquitetura genérica do SFM. .............................................. 44 Figura 6 - Comparação qualitativa das características do torneamento e
da retificação no processo de usinagem de materiais endurecidos. ....... 48 Figura 7 - Morfologia do cavaco de acordo com a dureza e a velocidade
de corte. ................................................................................................. 50 Figura 8 - Campo de aplicações das ferramentas de corte. ................... 51 Figura 9 – Ferramentas e porta-ferramentas de torneamento. ............... 52 Figura 10- Classificação das cerâmicas de corte. .................................. 54 Figura 11 - Efeitos do teor de CBN e tamanho de grão nas propriedades
da ferramenta de PCBN. ........................................................................ 55 Figura 12 - Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte. .. 56 Figura 13 – Representação esquemática da forma formas e dimensões dos
tipos de desgaste em uma ferramenta de corte. ..................................... 57 Figura 14 - Mecanismos de desgaste em ferramentas de corte ............. 58 Figura 15 - Curva típica de desgaste de ferramenta de corte. ................ 60 Figura 16 - Curva de desgaste ............................................................... 60 Figura 17 - Curva de vida em um sistema logarítmico.......................... 62 Figura 18 - Linhas de vida de ferramenta. ............................................. 63 Figura 19 – Curvas de vida das ferramentas de metal-duro e PCBN em
função da velocidade de corte para o aço AISI D2. .............................. 64 Figura 20 - Metodologia utilizada para avaliação do desgaste das
ferramentas. ........................................................................................... 67 Figura 21 - Morfologia do desgaste da ferramenta de metal-duro aplicada
no torneamento do aço AISI 52100. ...................................................... 68 Figura 22 - Tendência da atuação dos mecanismos de desgaste para as
ferramentas de metal-duro. .................................................................... 69 Figura 23 - Tendência da atuação dos mecanismos de desgaste as
ferramentas de PCBN. ........................................................................... 70 Figura 24 - Resultado global da aplicação das ferramentas de metal-duro
e PCBN.................................................................................................. 70 Figura 25 - Tempo de usinagem para as ferramentas de metal-duro em
função da classe e da dureza dos materiais usinados............................. 71 Figura 26 - Região de transição de aplicação das ferramentas de metal-
duro e PCBN no torneamento de aços endurecidos. ............................. 72
Figura 27 - Representação gráfica dos critérios de progressividade e
estabilidade. .......................................................................................... 74 Figura 28 - Representação do intervalo de máxima eficiência. ............ 81 Figura 29 - Geometria dos corpos de prova. ......................................... 83 Figura 30 - Sistema de fixação do corpo de prova. ............................... 83 Figura 31 - Ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN,
respectivamente. .................................................................................... 84 Figura 32 - Centro de torneamento GL240. .......................................... 85 Figura 33 - Infinite Focus G5 (Alicona®). ........................................... 85 Figura 34 - Medição de rugosidade da peça (SJ-310 - Mitutoyo®). ..... 86 Figura 35 – Banho de 𝐻2𝑆𝑂4. .............................................................. 87 Figura 36 - Visão geral dos procedimentos experimentais. .................. 87 Figura 37 - Medição da ferramenta. ...................................................... 88 Figura 38 - Torneamento do corpo de prova. ........................................ 89 Figura 39 - Medição de desvio de batimento do corpo de prova. ......... 90 Figura 40 - Fluxograma dos ensaios. .................................................... 90 Figura 41 - Discos da família de produtos. ........................................... 92 Figura 42 - Célula flexível de usinagem. .............................................. 95 Figura 43 - Desgaste ferramenta de metal-duro. ................................... 98 Figura 44 - Desgaste da ferramenta de cerâmica. ............................... 100 Figura 45 - Desgaste da ferramenta de PCBN. ................................... 102 Figura 46 - Cálculo da taxa de desgaste da ferramenta de PCBN a 234
m/min. ................................................................................................. 104 Figura 47 - Curvas de taxa de desgaste das ferramentas de metal-duro,
cerâmica e PCBN. ............................................................................... 106 Figura 48 - Curvas de vida das ferramentas de metal-duro, cerâmica e
PCBN. ................................................................................................. 107 Figura 49 - Tempo total de usinagem para face da peça A. ................ 108 Figura 50 - Custo de fabricação por peça para face da peça A. .......... 110 Figura 51 - Intervalo de Máxima Eficiência da ferramenta de cerâmica.
............................................................................................................ 113 Figura 52 - Intervalo de Máxima Eficiência da ferramenta de PCBN. 113 Figura 53 - Intervalo de Máxima Eficiência da ferramenta de metal-duro.
............................................................................................................ 114 Figura 54 - Comparação entre os Intervalos de Máxima Eficiência das
ferramentas. ......................................................................................... 115 Figura 55 - Modelo para a simulação da célula flexível de usinagem. 118 Figura 56 - Custo total de fabricação dos lotes de peças. ................... 125
LISTA DE QUADROS
Quadro 1 - Resultado do portfólio de leitura pela base Scopus. ............ 33 Quadro 2 - Resultados do portfólio de leitura pela base Emerald Insight.
............................................................................................................... 34 Quadro 3 - Portfólio de leitura. ............................................................. 35 Quadro 4 - Parâmetros de desgaste tridimensionais. ............................. 65 Quadro 5 - Classificação das classes de material endurecido. .............. 66 Quadro 6 – Valores de aquisição das ferramentas. ................................ 93
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Características gerais dos tipos de arranjo físico.................. 43 Tabela 2 - Dimensões dos discos. ......................................................... 92 Tabela 3 - Parâmetros fixos de tempo. .................................................. 93 Tabela 4 - Parâmetros de cálculo de hora homem máquina S. .............. 94 Tabela 5 - Distâncias en A persistência é o caminho do êxito.tre estações.
............................................................................................................... 95 Tabela 6 - Sequência de operações das peças A, B e C......................... 96 Tabela 7 - Volume de material removido da ferramenta por velocidade de
corte ao final de cada ensaio. .............................................................. 103 Tabela 8 - Médias dos resultados de taxa de desgaste de vida de
ferramenta. .......................................................................................... 105 Tabela 9 - Constantes da Equação de Taylor. ..................................... 107 Tabela 10 - Velocidades máxima produção. ....................................... 109 Tabela 11 - Velocidade de mínimo custo. ........................................... 111 Tabela 12 - Limites do Intervalo de Máxima Eficiência. .................... 112 Tabela 13 - Características modelo da célula flexível de usinagem. ... 117 Tabela 14 - Tempos de processamento cenário da ferramenta de cerâmica.
............................................................................................................. 119 Tabela 15 - Peças por gume da ferramenta de cerâmica no torno CNC 1.
............................................................................................................. 119 Tabela 16 - Peças por gume da ferramenta de cerâmica no torno CNC 2.
............................................................................................................. 120 Tabela 17 - Taxas de utilização das estações - cenário com cerâmica. 120 Tabela 18 - Custos de usinagem por peça e dos lotes com cerâmica. . 120 Tabela 19 - Tempos de processamento do cenário da ferramenta de
PCBN. ................................................................................................. 121 Tabela 20 - Peças por gume da ferramenta de PCBN no torno CNC 1.
............................................................................................................. 122 Tabela 21 - Peças por gume da ferramenta de PCBN no torno CNC 2.
............................................................................................................. 122 Tabela 22 - Taxas de utilização das estações cenário com PCBN. ..... 122 Tabela 23 - Custos de usinagem por peça e dos lotes com PCBN. ..... 123 Tabela 24 - Tempos de processamento cenário da ferramenta de PCBN e
metal-duro. .......................................................................................... 123 Tabela 25 - Peças por gume da ferramenta de metal-duro no torno CNC
1. .......................................................................................................... 124 Tabela 26 - Taxas de utilização das estações cenário com PCBN e metal-
duro. .................................................................................................... 124
Tabela 27 - Custos de usinagem por peça e dos lotes para PCBN e metal-
duro. .................................................................................................... 124
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
SFMs – Sistemas Flexíveis de Manufatura
PCBN – Polycrystalline Cubic Boron Nitride
GUME – Grupo de Usinagem de Materiais Endurecidos
LMP – Laboratório de Mecânica de Precisão
UFSC – Universidade Federal de Santa Catarina
CTIF – Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação
UNIFEBE – Centro Universitário de Brusque
LAbMCDA – Laboratório de Metodologias Multicritério em Apoio à
Decisão
UFF – Universidade Federal Fluminense
CNC – Comando Numérico Computadorizado
AGV – Automated Guided-Vehicle
AGVS – Automated Guided-Vehicle System MMQ – Método dos Mínimos Quadrados
MEV – Microscópio Eletrônico de Varredura
IME – Intervalo de Máxima Eficiência
FIFO – First In First Out
HRC – Dureza Rockwell AISI - American Iron and Steel Institute
LISTA DE SÍMBOLOS
Letras minúsculas:
𝑎𝑝 [mm] Profundidade de corte
𝑓 [mm] Avanço
𝑗 Taxa anual de juros
𝑛𝑓𝑡 Número de peças usinadas por gume
𝑛𝑡 Número de troca de gumes
𝑡𝑎𝑝/𝑎𝑓 [min] Tempo de aproximação e afastamento da
ferramenta
𝑡𝑐 [min] Tempo de corte
𝑡𝑐𝑔/𝑑𝑔 [min] Tempo de carga e descarga
𝑡𝑐𝑞 [min] Tempo para controle de qualidade da peça
𝑡𝑓𝑡 [min] Tempo de troca de ferramenta
𝑡𝑝𝑎𝑠𝑠 [min] Tempos passivos
𝑡𝑝𝑟 [min] Tempo de preparação
𝑡𝑡 [min/peça] Tempo total de usinagem por peça
𝑣𝑐 [m/min] Velocidade de corte
𝑣𝑐𝑚𝑐 [m/min] Velocidade de mínimo custo
𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 [m/min] Velocidade de máxima produção
𝑥 Constante de Taylor
Letras maiúsculas:
𝐶1 [R$] Custos passivos
𝐶2 [R$] Custo de máquina e operador
𝐶3 [R$] Custo de ferramenta
𝐶𝑎 [R$] Custo de ferramenta por gume
𝐶𝑎𝑖 [R$] Custo de aquisição da máquina
𝐶𝑐𝑚 [R$] Custo anual previsto com manutenção da
máquina
𝐶𝑑𝑖 [R$] Custo previsto com meios auxiliares
𝐶𝑝 [R$/peça] Custo de fabricação por peça
𝐶𝑣 Constante de Taylor
𝐺𝑣𝑓𝑎𝑐𝑒 Coeficiente de velocidade de corte
constante para faceamento
𝐻 [horas] Número de horas previstas de trabalho por
ano
𝐼𝑚𝑎𝑞 [anos] Idade da máquina
𝐾𝑇 [mm] Profundidade de cratera
𝑅0 [mm] Raio inicial
𝑅 Coeficiente corretivo
𝑅𝑖 [mm] Raio interno
𝑆 [R$/hora] Custo de mão de obra e máquina
𝑆ℎ [R$/hora] Custo hora homem
𝑆𝑚 [R$/hora] Custo hora máquina
𝑇 [min] Vida da ferramenta
𝑇𝑚𝑎𝑞 [anos] Vida prevista da máquina
𝑉𝐵𝐵 [mm] Desgaste de flanco médio
𝑉𝐵𝑚á𝑥 [mm] Desgaste de flanco máximo
𝑉𝐵𝐶 [mm] Desgaste de ponta
𝑉𝐵𝑁 [mm] Desgaste de entalhe
𝑊𝐴𝐴 [𝜇𝑚2] Área afetada da ferramenta em relação à
superfície de referência.
𝑊𝐴𝑀 [𝜇𝑚3]
Volume de material adicionado a
ferramenta em relação à superfície de
referência.
𝑊𝑀𝐷 [𝜇𝑚] Máxima profundidade de defeito em
relação à superfície de referência.
𝑊𝑀𝐻 [𝜇𝑚] Máxima altura de defeito em relação à
superfície de referência.
𝑊𝑅𝑀 [𝜇𝑚3] Volume de material removido da
ferramenta em relação à superfície de
referência.
𝑊𝑅𝑅𝑀 [𝜇𝑚3/𝑠] Taxa de desgaste da ferramenta
𝑍 Tamanho do lote de peças
Letras gregas:
δ [graus] Fator de estabilidade
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ................................................................... 25 1.1 OBJETIVOS ......................................................................... 26
1.1.1 Objetivo geral ...................................................................... 26
1.1.2 Objetivos específicos ........................................................... 27
1.2 JUSTIFICATIVA DO TRABALHO .................................... 27
1.3 LIMITAÇÃO DO TRABALHO ........................................... 28
1.4 ESTRUTURA DO TRABALHO .......................................... 28
2 PESQUISA BIBLIOMÉTRICA ........................................ 31 2.1 ANÁLISE DO PORTFÓLIO DE LEITURA ........................ 35
2.2 REFLEXÃO SOBRE A PESQUISA BIBLIOMÉTRICA .... 38
3 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ..................................... 40 3.1 SISTEMAS DE MANUFATURA ........................................ 40
3.2 SISTEMAS FLEXÍVEIS DE MANUFATURA (SFM) ....... 43
3.3 TORNEAMENTO DE MATERIAIS ENDURECIDOS ...... 47
3.4 FERRAMENTAS DE USINAGEM ..................................... 50
3.4.1 Metal-duro ........................................................................... 52
3.4.2 Cerâmicas ............................................................................ 53
3.4.3 PCBN .................................................................................... 54
3.5 MECANISMOS DE DESGASTE ........................................ 55
3.6 VIDA DE FERRAMENTA .................................................. 59
3.7 REGIÃO DE APLICAÇÃO DE FERRAMENTAS DE
METAL-DURO E PCBN ...................................................................... 65
3.8 MODELO MATEMÁTICO PARA DETERMINAÇÃO DA
VIDA DA FERRAMENTA PELA EXTRAPOLAÇÃO DA TAXA DE
DESGASTE .......................................................................................... 73
3.9 CONDIÇÕES ECONÔMICAS DE CORTE ........................ 76
3.9.1 Tempo de usinagem por peça (𝐭𝐞) ..................................... 77
3.9.2 Custo de fabricação por peça (𝐂𝒑) .................................... 78
3.9.3 Intervalo de máxima eficiência .......................................... 80
4 METODOLOGIA ............................................................... 82 4.1 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS ............................ 82
4.1.1 Visão geral dos ensaios ....................................................... 82
4.1.2 Sequenciamento dos ensaios............................................... 88
4.2 ANÁLISE DAS CONDIÇÕES ECONÔMICAS DE CORTE
90
4.2.1 Determinação da vida das ferramentas (T) ...................... 91
4.2.2 Tempo total de usinagem por peça (𝐭𝐭) ............................. 91
4.2.3 Custo de fabricação por peça (𝐂𝒑) .................................... 93
4.3 SIMULAÇÃO ....................................................................... 94
4.3.1 Modelo da célula flexível de usinagem .............................. 94
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES ...................................... 97 5.1 TAXA DE DESGASTE ........................................................ 97
5.2 ANÁLISE DAS CONDIÇÕES ECÔNOMICAS DE CORTE
103
5.2.1 Determinação de vida das ferramentas ........................... 103
5.2.2 Tempo total de usinagem por peça (𝐭𝒕) ........................... 108
5.2.3 Custo de fabricação por peça (𝐂𝐩) .................................. 109
5.2.4 Intervalo de Máxima Eficiência (IME) ........................... 112
5.3 SIMULAÇÃO DA CÉLULA FLEXÍVEL DE USINAGEM
115
5.3.1 Modelo da célula flexível de usinagem ............................ 116
5.3.2 Cenário com ferramenta de cerâmica ............................. 119
5.3.3 Cenário com ferramenta de PCBN e metal-duro. .......... 121
6 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS
FUTUROS ......................................................................................... 126
25
1 INTRODUÇÃO
A principal característica do ambiente em que a indústria
automotiva está inserida é a alta competitividade. A dificuldade de
previsão da demanda, somada à redução de ciclo de vida dos produtos e
à crescente necessidade de diferenciação dos produtos exige respostas
ágeis e flexíveis por parte dos sistemas de produção. A absorção destas
exigências pode ser feita através da implantação de Sistemas Flexíveis de
Manufatura (SFMs) que são compostos por máquinas conectadas a um
sistema de movimentação de materiais controlado por computadores. Os
SMFs são capazes de produzir vários tipos de peças, ao agrupa-las em
famílias de produtos, sem intervenção externa como mudanças
significativas de maquinário ou fluxo do processo (ASKIN et al., 1993).
Além da variabilidade de seus produtos, o setor automotivo
trabalha com a busca constante de processos produtivos mais eficientes e
de menor custo. Neste cenário, a utilização da estrutura dos SMFs deve
ser concomitante com definições rápidas de parâmetros de processos para
a fabricação de um novo produto ou utilização de uma nova ferramenta,
especialmente em processos de usinagem onde a variação do par
ferramenta-peça influencia significativamente na determinação nas
condições econômicas de corte e seleção de ferramentas. A metodologia
tradicional de Taylor para determinação de vida de ferramenta possui
mais de 100 anos e novas tecnologias podem ser incorporadas para sua
adequação à ambientes modernos de manufatura, como SFMs, reduzindo
os erros e quantidade de tempo necessária dos ensaios.
O setor automobilístico foi pioneiro no torneamento de aços
endurecidos, o qual é geralmente realizado em processos de acabamento
de alta precisão (ASTAKHOV, 2011). Materiais com dureza acima de 50
HRC são classificados endurecidos (KLOCKE et al., 2011). O aço AISI
52100 endurecido é o principal material utilizado para fabricação de
rolamentos devido à sua alta resistência ao desgaste e propriedades
favoráveis para tratamentos térmicos.
Os tipos de ferramentas recomendadas para suportar as condições
severas de corte na usinagem de materiais endurecidos são ferramentas
de PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride – Nitreto de Boro Cúbico
Policristalino) ou cerâmicas mistas. Apesar de possuírem menor resistência a quente que as ferramentas de cerâmica e PCBN, classes de
metal-duro com grãos ultrafinos podem ser aplicadas na usinagem de
materiais endurecidos em velocidades menores de corte (KLOCKE et al., 2011). A utilização de ferramentas de metal-duro pode ser justificada em
termos econômicos por se mostrar, geralmente, um tipo de ferramenta
26
menos custosa quando se compara com ferramentas de PCBN e cerâmica.
Deste modo especificamente para o aço AISI 52100, Boing (2016)
determinou que a dureza de 50 HRC representa a região de transição para
a aplicação de ferramentas de metal-duro e PCBN.
Castro et al. (2018) definiram um modelo matemático para
determinação de vida de ferramentas baseado na extrapolação da taxa de
desgaste a partir de parâmetros tridimensionais de desgaste como o
volume de material removido da ferramenta. O modelo se mostra
interessante para ambientes flexíveis devido à sua agilidade na
determinação da vida da ferramenta por necessitar de poucos valores de
desgaste medidos em comparação à metodologia tradicional de Taylor
por parâmetros bidimensionais como profundidade e comprimentos, para
a qual, torna-se necessário criar toda a curva de desgaste da ferramenta –
situação dispendiosa, principalmente em ambientes de manufatura.
O trabalho apresenta a comparação dos custos de fabricação em
uma célula flexível de usinagem do aço AISI 52100, com dureza de 50
HRC, com ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN. As condições
econômicas de corte foram calculadas com base na vida das ferramentas
obtidas por procedimentos experimentais e pelo modelo matemático de
Castro et al. (2018). Além disso, simulações da fabricação de uma família
de produtos utilizando materiais de ferramentas de metal-duro revestido,
PCBN e cerâmica em diferentes cenários de produção foram realizadas
no intuito de avaliar o impacto da utilização das ferramentas nos custos e
taxas de ocupação das máquinas.
Este trabalho faz parte de uma linha de pesquisa do Grupo de
Usinagem de Materiais Endurecidos (GUME) do Laboratório de
Mecânica de Precisão (LMP) da UFSC em parceria com o Centro de
Tecnologia e Inovação em Fabricação (CTIF) do Centro Universitário de
Brusque (UNIFEBE).
1.1 OBJETIVOS
1.1.1 Objetivo geral
O objetivo deste trabalho é avaliar as condições econômicas mais
favoráveis no processo de torneamento de uma família de peças de aço AISI 52100 endurecido a partir da análise da taxa de desgaste de
ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN.
27
1.1.2 Objetivos específicos
Para atingir o objetivo deste trabalho, os seguintes objetivos
específicos devem ser alcançados:
• avaliação da vida das ferramentas de metal-duro, cerâmica e
PCBN no torneamento do aço AISI 52100, com dureza de 50
HRC, a partir de um modelo matemático de extrapolação da taxa
de desgaste tridimensional;
• determinação das condições econômicas ótimas de corte do aço
AISI 52100, com dureza de 50 HRC, em função de parâmetros
de corte e materiais para ferramentas de metal-duro, cerâmica e
PCBN;
• definição dos pontos de transição econômicos da utilização de
ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN no torneamento do
aço AISI 52100, com dureza de 50 HRC;
• modelagem com auxílio do software Rockwell Arena® e testes
de validação do modelo de simulação de uma célula de usinagem
típica, utilizando as condições ótimas de corte das ferramentas
de metal-duro, cerâmica e PCBN;
• proposição de um modelo de balanceamento da célula de
usinagem que vise minimizar o tempo de usinagem com o menor
custo possível, considerando os pontos de transição econômicos
determinados.
1.2 JUSTIFICATIVA DO TRABALHO
Na indústria automotiva, os processos de usinagem têm uma
parcela significativa nos custos totais de fabricação de componentes, onde
somente de 3 a 4% dos gastos estão relacionados com ferramentas de
corte (WEINERT et al., 2004). Porém em termos do montante gasto com
ferramentas, em 2017 o consumo mundial de ferramentas de corte cresceu
4,5%, em relação a 2016, para o total de US$ 82,2 bilhões. Segundo a The
World Machine Tool Survey, esse crescimento de consumo foi o maior
desde de 2011 e a tendência deve seguir para 2018. Tendo em vista os
valores gastos em ferramentas mundialmente, a otimização do consumo
de ferramentas tem sido alvo permanente para empresas do ramo. Através
da análise das variáveis que influenciam no processo pode-se determinar
as condições de usinagem que geram o mínimo custo de fabricação.
Entretanto, a singularidade da performance de cada par ferramenta-peça
28
gera a necessidade da realização dos dispendiosos, em termos de tempo,
ensaios de vida de ferramenta que não estão alinhados com a dinâmica
atual dos sistemas flexíveis de manufatura.
Com a realização deste trabalho espera-se aplicar a metodologia de
determinação de vida pela taxa de desgaste como uma alternativa mais
ágil de avaliação de processos de usinagem e de obtenção de resultados
de previsão de vida de ferramenta confiáveis. Em relação aos custos, o
trabalho também visa a verificação da aplicação dos modelos de custos
tradicionais de usinagem em sistemas flexíveis de manufatura.
1.3 LIMITAÇÃO DO TRABALHO
Destaca-se a importância de discorrer sobre algumas das
limitações relacionadas com a metodologia adotada no trabalho.
Primeiramente para a definição do tempo de vida das ferramentas,
a amostra dos procedimentos experimentais foi limitada devido a
questões relacionadas com a disponibilidade de recursos financeiros e de
tempo do CTIF. Para cada velocidade de corte ensaiada com as
ferramentas de cerâmica e PCBN, foram realizadas duas réplicas. No caso
da ferramenta de metal-duro a disponibilidade de tempo limitou os
procedimentos e foi realizada somente uma réplica, a qual se mostrou
estável e seu resultado foi considerado satisfatório para o modelo
matemático de previsão de vida de ferramenta a partir da extrapolação da
taxa de desgaste.
Outro fator limitante foi a faixa de velocidades de corte escolhidas
para os procedimentos experimentais entre 120 e 234 m/min. Deste modo,
as análises restringiram-se ao intervalo de velocidades de corte ensaiadas
devido à não garantia do comportamento das ferramentas em outros
cenários. O tempo de troca de ferramenta estipulado influenciou em
valores impraticáveis velocidade de máxima produção, o ponto de
inflexão da curva de tempo total de usinagem, para o torno usado nos
procedimentos experimentais. Assim sendo, a velocidade de corte de
máxima produção do estudo foi limitada à maior velocidade ensaiada, 234
m/min.
1.4 ESTRUTURA DO TRABALHO
Este trabalho é divido em seis capítulos. O primeiro capítulo está
relacionado com a contextualização do tema e definição dos objetivos,
limitações e estrutura do trabalho. O segundo capítulo trata da pesquisa
bibliométrica, a qual é identifica o estado da arte atual relativo ao assunto
29
de estudo através de um portfólio de leitura de artigos de bases de dados
internacionais relevantes. Em seguida a fundamentação teórica é
apresentada no terceiro capítulo, onde os conceitos referentes aos
sistemas flexíveis de manufatura, usinagem de materiais endurecidos e
condições econômicas de corte são explicados e aprofundados. O quarto
capítulo apresenta a metodologia e abordagem realizadas para os ensaios,
análises de custos e simulações. Os resultados do trabalho são mostrados
e analisados no quinto capítulo. No sexto e último capítulo são
apresentadas as conclusões e sugestões para trabalhos futuros.
31
2 PESQUISA BIBLIOMÉTRICA
Procedimentos de pesquisa bibliométrica permitem um
levantamento de dados que leva à construção de um portfólio de
referências relevantes para trabalhos científicos através de uma revisão
teórica robusta. A bibliometria utiliza métodos estatísticos para analisar e
selecionar informações de cunho científico (PRITCHARD, 1969). Neste
sentido, a pesquisa bibliométrica deste trabalho foi baseada nas
metodologias do Laboratório de Metodologias Multicritério em Apoio à
Decisão da UFSC (LAbMCDA) e do Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Civil da Universidade Federal Fluminense (UFF). Segundo
ambas as metodologias, esse processo de pesquisa é desenvolvido em
duas fases: a primeira foca na busca, filtragem e normalização dos dados
e a segunda é voltada para análise e síntese dos resultados.
A implementação dessas metodologias, de forma simplificada, foi
composta pelas seguintes etapas: escolha das bases de dados, definição
das palavras-chave, busca nas bases de dados, aplicação de filtros nos
resultados das buscas, seleção por alinhamento de título, seleção por
reconhecimento científico, leitura de resumos, repescagem de referências
excluídas e seleção final dos artigos para o portfólio de leitura.
O objetivo da realização da pesquisa bibliométrica foi identificar
artigos relacionados com o tema da presente pesquisa: análise de custos
em simulações de célula de usinagem de materiais endurecidos.
Inicialmente, identificou-se duas bases de dados internacionais,
nomeadas Scopus e Emerald Insight. A primeira consiste de uma base
multidisciplinar enquanto a segunda base de dados enfatiza a produção
acadêmica nas áreas de engenharia mecânica, elétrica e de produção.
Ambas as bases de dados permitem que os dados sejam exportados
facilmente para softwares como EndNote, proporcionando assim,
manipulação facilitada dos resultados.
Para identificar áreas de estudo e linhas de pesquisa mais amplas
sobre o tema foram definidas as seguintes palavras-chave:
• machining
• cost
• manufacturing systems
• simulation Na base de dados Scopus, além das palavras-chave, foram
aplicados os seguintes filtros à busca: subáreas de pesquisa (engineering,
computer science, decision sciences e business and management and accounting), língua (inglês), tipo de fonte (periódico ou conference
32
paper) e ano de publicação (início em 1993). Como resultado dessa etapa
foram encontrados 199 artigos.
Os artigos foram exportados para o software EndNote onde foram
selecionados aqueles artigos que possuíam em seus títulos pelo menos
uma das palavras a seguir: machining, simulation, cost, flexible. A
utilização da palavra flexible teve o objetivo de filtrar artigos que abordam
sistemas flexíveis de manufatura. Essa etapa gerou um total de 82 artigos.
A base de dados Scopus permite o rastreamento das citações de
cada artigo feitas dentro da própria base. Assim, é possível saber quantas
vezes o artigo foi citado e verificar a sua relevância no meio acadêmico.
Neste sentido, foi utilizado o Princípio de Pareto na identificação dos
artigos cujas citações correspondem a 80% do total de citações de todos
os artigos encontrados na busca. O gráfico de Pareto é apresentado na
Figura 1.
Figura 1 - Gráfico de Pareto do número de citações de artigos Scopus.
Fonte: Autor.
A partir do gráfico de Pareto foi constatado que as citações de 37
artigos, dentre a seleção de 199, correspondem a 80% do total de citações.
Estes 37 artigos, juntamente com os 82 artigos selecionados na etapa
passada, tiveram seus títulos e resumos analisados. A análise focou nos artigos publicados nos últimos 10 anos que possuíam uma forte relação
com a simulação de sistemas de usinagem flexíveis, resultando em 3
artigos a serem lidos.
Notou-se que nenhum dos três artigos abordava usinagem de
materiais endurecidos. Então, foi realizada uma repescagem nos
33
resultados da base Scopus procurando por artigos que possuíssem a
palavra hard em seu título. Somente um artigo foi encontrado e
adicionado aos outros 3 artigos para o portfólio de leitura. Todas as etapas
da pesquisa bibliométrica na base de dados Scopus estão apresentadas no
Quadro 1.
Quadro 1 - Resultado do portfólio de leitura pela base Scopus.
SCOPUS
Busca e Filtragem, palavras-chave:
(machining, cost, manufacturing
systems, simulation)
Filtros:
- Subárea de pesquisa: engineering,
computer science, decision sciences
e business and management and
accounting;
- Língua: inglês;
- Tipo de fonte: Periódico ou
Conference Paper;
- Ano de publicação: início em 1993.
Resultado: 199 artigos.
Seleção de artigos por
alinhamento do título
Título que contém: machining,
simulation, cost, flexible
Resultado: 82 artigos
Seleção por
reconhecimento
científico
Regra de Pareto: 80% das citações,
pela Busca e Filtragem,
corresponderam a 19% dos artigos.
Resultado: 37 artigos.
Leitura de resumos e
fichamento
Seleção por título de interesse:
artigos relacionados com simulação
de sistemas de usinagem flexíveis.
Foco nos artigos mais recentes:
últimos 10 anos.
Resultado: 3 artigos.
Repescagem de referências por título Título que contém: hard
Resultado: 1 artigo.
Seleção dos artigos para
compor o portfólio de
leitura
Resultado: 4 artigos a serem lidos.
Fonte: Autor.
34
No caso da base de dados Emerald Insight, foram realizadas as
mesmas etapas utilizadas na base Scopus na construção do portfólio de
leitura, porém com pequenas diferenças na parametrização das escolhas
dos filtros dentro da própria base. A Emerald Insight não disponibiliza o
número de citações para um grupo de artigos como a Scopus. Assim, a
realização da análise de Pareto foi inviabilizada devido ao grande volume
de artigos encontrados na busca. As etapas da pesquisa bibliométrica na
base Emerald Insight podem ser encontradas no Quadro 2.
Quadro 2 - Resultados do portfólio de leitura pela base Emerald Insight.
Emerald Insight
Busca e Filtragem, palavras-chave:
(machining, cost, manufacturing
systems, simulation)
Filtro: simulation
Língua: inglês;
Tipo de fonte: Periódico;
Ano de publicação: início em 1993.
Resultado: 237 artigos.
Seleção de artigos por
alinhamento do título
Título que contém: machining,
simulation, cost, flexible
Resultado: 127 artigos
Leitura de resumos e
fichamento
Seleção por título de interesse: artigos
relacionados com simulação de
sistemas de usinagem flexíveis.
Foco nos artigos mais recentes:
últimos 10 anos.
Resultado: 1
Repescagem de referências por título Título que contém: hard
Resultado: 0 artigo.
Seleção dos artigos para
compor o portfólio de
leitura
Resultado: 1 artigo a ser lido.
Fonte: Autor.
Os resultados das duas pesquisas bibliométricas foram cruzados
para a construção do portfólio final de leitura. Coincidentemente, o artigo
selecionado da base de dados Emerald Insight fazia já parte dos quatro
artigos escolhidos na base Scopus. Portanto, o portfólio de leitura ficou
composto de quatro artigos e pode ser visto no Quadro 3.
35
Quadro 3 - Portfólio de leitura.
Autor Ano Título Publicação
Park, H. S.
Nguyen, T. T.
Dang, X. P.
2016
Multi-objective optimization of
turning process of hardened
material for energy efficiency
SpringerOpen
Al ithawi, K.
Ali, A.
Hussain, M. I.
2016
Modeling and optimization in a
new machining production line by
using manufacturing system
simulation
IEOM Society
Diaz, N.
Dornfeld, D.
2012
Cost and energy consumption
optimization of product
manufacture in a flexible
manufacturing system
Springer-
Verlag
Larek, R.
Brinksmeier,
E.
Meyer, D.
Pawletta, T.
Hagendorf, O.
2011
A discrete-event simulation
approach to predict power
consumption in machining
processes
Springer-
Verlag
Fonte: IOEM Society, Springer, Springer-Verlag.
2.1 ANÁLISE DO PORTFÓLIO DE LEITURA
Os artigos selecionados pela pesquisa bibliométrica foram lidos
para um melhor entendimento do estado da arte atual relacionado com o
tema do trabalho. A seguir, é apresentado um resumo desenvolvido de
cada artigo lido oriundo da pesquisa bibliométrica supracitada.
O primeiro artigo (PARK et al., 2016) do Quadro 3 tem como
objetivo otimizar os parâmetros de corte no processo de torneamento do
aço AISI 4140, endurecido, para reduzir o consumo de energia e aumentar
a eficiência energética. A contribuição do estudo visa tornar o processo
de usinagem de materiais endurecidos menos impactante ao meio
ambiente. Segundo estes autores, o torneamento de materiais endurecidos
possui benefícios em relação a processos abrasivos, que normalmente são
utilizados para usinagem de peças de alta dureza. Consegue-se maior taxa
de remoção de material, menor tempo de processamento, eliminação de
fluidos refrigerantes e rugosidade de mesma classe. Porém, as energias
especificas durante a usinagem dura, com ferramentas de geometria
definida, são maiores que as da usinagem convencional. Deste modo, é
necessário encontrar maneiras que aumentem a eficiência energética do
processo.
36
Park et al. (2016) afirmam que as principais abordagens para a
redução do consumo de energia no processo de usinagem são: melhorias
na máquina-ferramenta e otimização de parâmetros de corte. A última é
considerada economicamente mais viável, devido ao menor investimento
e esforço comparado com a atualização, ou compra, de uma nova
máquina-ferramenta. Além dos parâmetros de corte, o estudo também
pondera a geometria da ferramenta, que é considerada um fator
importante relacionado às forças de corte. Para otimizar o consumo de
energia, foi realizada uma simulação utilizando o método de elementos
finitos para a obtenção das forças de corte, a potência e finalmente o
consumo de energia do processo. Observou-se a grande influência na
variação do consumo de energia pelos seguintes parâmetros: velocidade
de corte, avanço, raio de quina, ângulo de saída, de quina e de flanco.
O resultado do trabalho de Park et al. (2016) foi a redução de 16%
da energia específica de corte e 11% na eficiência energética de um
cenário arbitrariamente selecionado.
O segundo artigo selecionado no levantamento bibliométrico (AL
ITHAWI et al., 2016) apresentado no Quadro 3 mostra uma boa
fundamentação sobre sistemas flexíveis de manufatura (SFM), ou
Flexible Manufacturing Systems (FMS). Objetivo do projeto apresentado
no artigo é a construção de um novo modelo de sistema de manufatura
em um fábrica de motores automotivos. Os requerimentos do sistema são:
flexibilidade, confiabilidade e máximo de 1% de refugo. Três cenários
foram propostos e foram feitas análises da produção em termos de custo,
ocupação de máquinas e jobs por hora, através do software Rockwell
Arena®. Os resultados deram suporte à diretoria para a tomada de
decisão sobre a configuração do layout.
Segundo Al ithawi et al. (2016), o SFM é um sistema complexo e
custoso onde todas as máquinas que realizam o processo são controladas
por computadores. Esse sistema é capaz de produzir tipos diferentes de
peças ao realizar rapidamente seus setups físicos e de processo. Duas ou
mais máquinas de Comando Numérico Computadorizado (CNC) são
consideradas uma célula flexível de manufatura, e duas células ou mais
formam um SFM. Ao aumentar a flexibilidade, o sistema de
planejamento, operação e controle se torna naturalmente mais complexo.
De acordo com Josephet et al. (2011), a flexibilidade pode ser classificada em oito tipos: flexibilidade de máquina, processo, produto,
rota, volume, expansão, operação e produção. Os autores afirmam que a
flexibilidade pode ser analisada pela variedade de produtos produzidos
utilizando as mesmas máquinas, pela capacidade de variar os níveis de
produção e a capacidade de trabalhar com lead times curtos e a habilidade
37
de trabalhar com lead times curtos e variados. É destacada também, a
importância da flexibilidade na manufatura como um fator chave para o
sucesso de empresas em ambientes altamente competitivos que requerem
respostas rápidas às demandas do consumidor. Na área de custos, o artigo
relata que estudos feitos por Toile et al. (2013) e Carlo et al. (2012)
demonstraram que abordagens de reconfiguração de sistemas de
manufatura, visando minimizar custo relacionados ao equipamento,
reduziram em média 25% dos custos totais. Falcone et at. (2013)
propuseram a utilização de otimização discreta para minimizar custos de
manuseio e movimentação em sistemas flexíveis de manufatura.
Após as simulações dos três cenários, foram analisados os
parâmetros de taxa de produção anual de componentes e
consequentemente o lucro. Um dos cenários de reconfiguração do sistema
de produção, utilizando a mesma quantidade de equipamentos, resultou
em um aumento de 16% na taxa de produção anual.
O artigo de Diaz et al. (2016), terceiro artigo do Quadro 3,
apresenta uma metodologia para otimização do consumo de energia e
custos a partir da simulação de um sistema de manufatura flexível
composto por máquinas CNC. O consumo de energia é abordado através
de uma visão de impacto ambiental. Foram descritos os estágios para o
planejamento de um produto usinado seguindo etapas como seleção de
máquinas-ferramenta, condições de corte e trajetória da ferramenta. O
sequenciamento foi realizado através de simulação de eventos discretos e
análise de diversos cenários, onde o número de máquinas nas cinco
células foram alterados. O custo total foi calculado a partir do somatório
de custos de aquisição da máquina-ferramenta, de mão de obra e de
energia elétrica. Segundo os autores, o custo de compra da máquina
ferramenta pode ser negligenciado, mesmo sendo de grande magnitude,
devido à amortização e o custo de propriedade. Diaz et al. (2012) afirmam
que o custo de energia em comparação ao custo de mão de obra foi
extremamente menor durante as simulações. O custo de mão de obra
depende do salário do operador, que é fixo, e do tempo de processamento.
Assim, Diaz et al. (2012) sugerem que, para redução de custos no
processo de usinagem, o foco deve estar no tempo de processamento que
é obtido através da seleção da ferramenta e das condições ótimas de corte,
necessitando avaliar custo e desempenho das ferramentas. A simulação do job shop foi baseada na produção de 1.000 peças
utilizando 11 máquinas-ferramentas distribuídas em 5 células. Foram
configurados 7 cenários, mudando a quantidade de máquinas em cada
célula. As mil peças foram compostas por 3 produtos em proporções
diferentes. Cada tipo de produto demandava uma taxa de remoção de
38
material e um tempo de processamento específicos. Diferentes células
podiam fabricar o mesmo produto. A estratégia para o sequenciamento
foi baseada nas restrições de compatibilidade entre peça e máquina, taxa
de remoção de material e tempo de processamento. O modelo de
simulação discreta visou aumentar a utilização das máquinas e diminuir
o tempo de espera de máquinas ligadas consumindo energia. O melhor
cenário encontrado reduziu o consumo de energia em 8,5% em relação ao
primeiro caso.
A partir da ideia de sustentabilidade, o último artigo do Quadro 3
(LAREK et al., 2011) propõe uma abordagem baseada em simulação
discreta para quantificar o consumo de energia durante a usinagem.
Assim, foi possível identificar oportunidades de melhoria para otimização
do processo.
Foi utilizado a ferramenta SimEvents do software Matlab para a
simulação do consumo de energia na máquina ferramenta. Para cada
subsistema da máquina foi assumida uma abordagem binária (ou está
ligado ou desligado), com consumo constante. A partir do código de
fabricação foi possível identificar quando o subsistema era utilizado e por
quanto tempo/duração. Os subsistemas considerados na análise foram o
acionamento do eixo principal, avanço e refrigeração.
A simulação demonstrou que em um cenário típico de usinagem a
contribuição do acionamento do eixo principal é muito mais relevante que
a do sistema de avanço. Pode-se concluir que, em termos de parâmetros
de corte, a velocidade de corte tem a maior influência no consumo de
energia durante a usinagem.
2.2 REFLEXÃO SOBRE A PESQUISA BIBLIOMÉTRICA
Primeiramente destaca-se a atualidade do tema deste trabalho,
visto que o artigo mais antigo do portfólio, oriundo do levantamento de
dados gerado pela pesquisa bibliométrica, foi publicado em 2011. Essa
característica é reforçada pela abordagem de sustentabilidade no processo
de fabricação percebida na maioria dos artigos. Em um primeiro
momento, a análise do consumo de energia na usinagem pareceu estar
ligada principalmente com os custos de processo. Porém, após a leitura
detalhada dos artigos, observou-se que a questão energética está mais relacionada ao impacto ambiental. A afirmação de Diaz et al. (2012)
sobre o foco da redução dos custos de usinagem estar na seleção de
ferramentas e parâmetros de corte indica que este trabalho está alinhado
conforme os resultados obtidos por estes autores.
39
Com relação aos sistemas flexíveis de manufatura, o artigo de Al
ithawi et al. (2016) apresenta solidamente as definições de um SFM e será
uma fonte de referências para um estudo maior sobre o tema.
Durante a pesquisa bibliométrica constatou-se um número
reduzido de artigos relacionados, especificamente, à simulação de
usinagem de materiais endurecidos. Isto gerou uma motivação adicional
para a realização desse trabalho, no intuito de explorar mais
profundamente o assunto em termos de sistemas flexíveis de manufatura.
40
3 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Os seguintes tópicos serão explicados e fundamentados por suas
respectivas teorias: sistemas de manufatura, sistemas flexíveis de
manufatura, processos de torneamento de aços endurecidos, ferramentas
de usinagem, mecanismos de desgaste, ensaios de vida de ferramentas,
região de aplicação de ferramentas de metal-duro e PCBN, modelo
matemático para determinação de vida de ferramentas de corte pela
extrapolação da taxa de desgaste e as condições econômicas de corte.
3.1 SISTEMAS DE MANUFATURA
Empresas que possuem instalações fabris já passaram, ou passarão,
por processos de decisão ligados ao modo de manufaturar seus produtos.
Estas decisões são baseadas no trade-off, ou solução de compromisso,
relacionado aos sistemas de produção na questão de produtividade versus
flexibilidade (RAOUF et al, 1995). A Figura 2 mostra essa relação em
função do volume e da variedade de produtos para os tipos de sistema de
manufatura.
Figura 2 - Volume versus variedade em sistemas de manufatura.
Fonte: Lindberg (1977), adaptado.
Segundo Askin et al. (1993), os sistemas posicionados no
quadrante superior esquerdo da Figura 2 como linhas de
41
produção/montagem possuem arranjos físicos voltados para o produto. As
linhas de produção são sistemas contínuos de movimentação de material
dispostos por estações de trabalho em sequência. Ao passar pela linha de
produção, com maquinário totalmente dedicado ao produto, a matéria-
prima é completamente transformada em produto acabado. Projetado para
produção em massa, este tipo de arranjo é considerado o mais eficiente
em termos de produção, devido aos baixos níveis de sortimento de
produtos, tempos de operação e estoques intermediários.
O quadrante inferior direito da Figura 2 é composto pelos sistemas
com arranjo físico orientado ao processo, conhecido como layout funcional ou job shop. Este arranjo é disposto em departamentos, ou
grupos, de máquinas com funções semelhantes. Cada lote a ser produzido
tem sua própria sequência, geralmente única, de máquinas necessárias
para sua confecção. Assim, o sistema é capaz de produzir uma vasta
variedade de tipos de peças com diferentes sequências de processamento.
Entretanto, o layout funcional é caracterizado por de longos ciclos de
fabricação, grande movimentação de material e altos estoques
intermediários. A Figura 3 apresenta um layout funcional e exemplifica
os fluxos de diferentes produtos dentro do arranjo físico.
Figura 3 - Layout funcional.
Fonte: Hyer et al. (1982).
Nota-se na Figura 3 a movimentação das peças por todo o arranjo,
o que dificulta o sequenciamento, o controle de materiais e a definição de
prioridade dos lotes, ou jobs (ASKIN et al., 1993).
42
Na região intermediária da Figura 2 estão os sistemas flexíveis de
manufatura (SFMs), o foco deste trabalho. O arranjo físico do sistema é
feito por tecnologia de grupo, ou manufatura celular, visando melhorar o
fluxo de produtos em fabricação ao diminuir sua movimentação. Uma
célula típica de manufatura contém, geralmente, um centro de usinagem
com sistemas de inspeção e monitoramento, sistema de armazenamento
de peças e ferramentas, um robô para manuseio de peças e uma unidade
de controle do sistema. O arranjo celular agrupa em famílias produtos que
possuem geometrias similares e necessitam do mesmo grupo de máquinas
para sua fabricação. É uma configuração mais apropriada para ambientes
com volume e variabilidade médios de produtos. Um exemplo de arranjo
por tecnologia de grupo em flow shop pode ser visto na Figura 4. Em um
flow shop, todos os lotes passam pela a mesma sequência de estações com
proporção relativa de tempo de operação em cada máquina para cada lote.
Figura 4 - Tecnologia de grupo (flow shop).
Fonte: Hyer et al. (1982).
Ao comparar o job shop (Figura 3) e o flow shop (Figura 4), é
visível a grande diferença de movimentação dos produtos entre os dois.
43
Em geral, a tecnologia de grupo simplifica e padroniza a manufatura. As
linhas de fluxo do flow shop não se cruzam e existe uma rastreabilidade
na produção devido à dedicação exclusiva das máquinas na célula para
uma dada família de produtos. Ao trabalhar com família de produtos, o
tempo de setup é reduzido. A utilização de lote de uma unidade reduz o
tempo de operação e o estoque intermediário. O armazenamento das
ferramentas pode ser feito na própria célula, visto que a máquina
processará somente aquele tipo de peça. As trocas de ferramentas
dependerão exclusivamente do desgaste das ferramentas, dado que não há
troca do tipo de peça ou mudança no processamento (ASKIN et al., 1993).
Deste modo, pode-se realizar um melhor controle sobre o desempenho e
vida da ferramenta.
A Tabela 1 lista de forma mais detalhada, para comparação, as
características dos três tipos de arranjo físico supracitados.
Tabela 1 - Características gerais dos tipos de arranjo físico
Característica Produto Processo Tec. Grupo
Tempo de operação Baixo Alto Baixo
Estoque intermediário Baixo Alto Baixo
Qualificação do operador Depende Alto Médio-alto
Flexibilidade de produto Baixo Alto Médio-alto
Flexibilidade de demanda Médio Alto Médio
Utilização de máquina Alto Médio-baixo Médio-alto
Utilização de operador Alto Alto Alto
Custo unitário Baixo Alto Baixo
Fonte: Askin et al. (1993), adaptado.
3.2 SISTEMAS FLEXÍVEIS DE MANUFATURA (SFM)
O ambiente competitivo onde estão inseridas muitas das empresas
de grande porte possui demandas crescentes e variadas, com produtos
com ciclos de vida cada vez mais curtos. Assim, as empresas precisam ser
capazes de responder rapidamente a mudanças sendo mais flexíveis,
melhorando a capacidade de produção e mantendo a qualidade do produto
(KIDD, 1995; RAOUF et al., 1995; GOLDMAN et al., 1995; AL
ITHAWI et al., 2016). Sistemas flexíveis de manufatura são modelos organizacionais de produção que procuram atender estas necessidades
incorporando tecnologias de informação e comunicação diretamente na
manufatura.
Os SFMs são sistemas de alto custo de implantação e complexos
na sua operação, porém capazes de processar uma variedade de peças sem
44
intervenção externa como mudanças significativas de maquinário ou
fluxo do processo. Estes sistemas são caracterizados por um conjunto de
máquinas conectadas a um sistema de movimentação de materiais
controlado por computadores. Geralmente sistemas compostos por uma
ou duas máquinas são nomeados células de manufatura (JHA, 1991;
ASKIN et al., 1993; RAOUF et al., 1995; AL ITHAWI et al., 2016). Jha
(1991) e Askin (1993) citam alguns exemplos de componentes de um
SFM: máquinas-ferramentas automaticamente reprogramáveis, sistemas
automáticos de troca de ferramenta e pallets, sistemas de inspeção de
ferramentas e peças, estações de lavagem de peças, robôs para montagem
peças e realização de setups, entre outros. Jha (1991) também destaca as
situações mais apropriadas para a utilização do SFM, as quais são as
seguintes: produção de uma família de peças, processamento de ordens
de produção aleatórias, lead time reduzidos, estoque intermediários
reduzidos, diminuição da ociosidade das máquinas, redução de mão de
obra direta e indireta, e melhor controle da gestão. A Figura 5 apresenta
um SFM genérico composto de sete máquinas-ferramentas CNCs e dois
Automated Guided-Vehicles (AGVs).
Figura 5 - Arquitetura genérica do SFM.
Fonte: Buzacott et al. (1986), adaptado.
Em sua extensa revisão da literatura, Raouf et al. (1995)
identificaram as principais técnicas de modelagem para solucionar os
45
problemas dos SFMs: programação matemática, simulação, teoria das
filas, métodos heurísticos, métodos de clusterização ou agrupamentos,
abordagem de teoria de controle, e inteligência artificial. Segundo Jha
(1991) e Carrie (1988), a maioria dos SFMs é projetada através de
simulação.
Raouf et al. (1995) classificaram cinco macroetapas de tomadas de
decisão na concepção dos sistemas flexíveis de manufatura. As seguintes
etapas apresentam os pontos que devem ser observados para a elaboração
de um SFM: projeto, implantação, aspectos operacionais, avaliação de
performance e flexibilidade, e inteligência artificial e sistemas
especialistas.
As decisões, no projeto do SFM, são focadas em: seleção do
equipamento, layout, manuseio de material e questões relacionadas à mão
de obra. A seleção do equipamento compreende a determinação do
número de robôs, dos tipos de máquinas e equipamentos de
movimentação de material com ênfase na integração dos equipamentos e
minimização dos custos de produção. É importante avaliar a
sincronização dos equipamentos, especialmente entre os de manuseio de
material com as taxas de produção das máquinas. No caso do layout, os
autores consideram a questão do arranjo físico como uma das de maior
importância e que deve ser avaliada já no início do projeto,
principalmente considerando os elevados investimentos em maquinário
de tecnologia avançada que compõe um SFM. Os processos de decisão
relacionados ao layout são: disposição das máquinas no chão de fábrica
de modo que o tempo de movimentação entre máquinas seja minimizado,
caminho dos sistemas de manuseio de material e espaçamento entre
máquinas. O manuseio de material em SFMs é realizado por Automated
Guided-Vehicle Systems (AGVS) controlados por uma central de
computadores. As questões relacionadas com a movimentação de
materiais são regras de despacho e sequenciamento, padrões de tráfego,
quantidade e capacidade de carga dos AGVs. Segundo Raouf et al.
(1995), não é clara a locação das atividades entre humanos e
computadores em SFMs. A mão de obra em um SFM difere da
convencional, pois não há operadores de máquinas para cada máquina.
Neste caso, as operações do sistema de alimentação são realizadas por
robôs ou pelas próprias máquinas, não há movimentação manual dos materiais e o trabalho necessita de alta qualificação em uma ou mais
tarefas.
A segunda etapa apontada foi a de implantação de sistemas
flexíveis de manufatura. Os aspectos analisados no modelo estão
46
relacionados com as justificativas econômicas e técnicas para o
investimento de uma tecnologia custosa inerente à implantação de SFM.
A terceira etapa refere-se aos aspectos operacionais de um SFM. O
alto investimento em SFM requer que o sistema trabalhe eficientemente
em termos de taxa de utilização. Os aspectos apontados pelos autores são:
planejamento agregado, seleção de tipo de peça, determinação da taxa
produção, e alocação de recursos e carregamento. A produtividade é
melhor alcançada no SFM quando as peças são agrupadas em famílias a
partir de características geométricas e de processo, assim peças de uma
mesma família podem ser processadas simultaneamente. Métodos de
tecnologia de grupo são utilizados para o agrupamento de famílias de
produtos, pode-se citar os métodos visuais, métodos heurísticos, a
classificação e codificação, e a análise do fluxo de produção. O
agrupamento também depende da capacidade dos pallets e da
disponibilidade de ferramentas. A questão da determinação da taxa de
produção tem sido resolvida através de modelos matemáticos e
simulações. A taxa de produção deve estar sincronizada com o sistema de
manuseio de material considerando o tempo de carregamento e
descarregamento das peças.
A quarta etapa indicada por Raouf et al. (1995) é baseada na
avaliação da flexibilidade e performance do sistema de manufatura
flexível. Son et al. (1991) determinaram que os custos de oportunidades
associados aos setups, peças e equipamentos em espera e estoques são
medidas importantes de flexibilidade no SFM.
A última etapa é baseada na operação do SFM através de sistemas
de controle, em tempo real, autônomos que utilizam inteligência artificial
ou sistemas especialistas, os quais devem facilitar a integração do
sequenciamento com as tarefas de controle.
Segundo Askin et al. (1993), apesar do alto custo de implantação,
os SFMs oferecem diversas vantagens econômicas. A taxa de utilização
das máquinas pode chegar a 85% em comparação aos 30% de sistemas
convencionais. O número de máquinas é reduzido, devido sua maior
tecnologia, capacidade e flexibilidade. Com menos máquinas, menor é a
necessidade de operadores e supervisão. Um operador pode monitorar
diversas máquinas. Além disso, o espaço ocupado pelo sistema é
geralmente reduzido em até um terço. Talavage et al. (1998) apresentaram diversos casos de economia ao implantar sistemas flexíveis de
manufatura, entre eles, o de um SFM composto de 10 máquinas que
substituiu 25 máquinas CNCs com 70% do custo original. A utilização de
um sistema de controle conectado com todos os componentes permite a
mudança de planejamento da produção instantaneamente, adequando o
47
sistema de produção ao modelo just-in-time de manufatura para contribuir
no aumento da competividade da empresa.
3.3 TORNEAMENTO DE MATERIAIS ENDURECIDOS
O processo de torneamento de materiais endurecidos foi
primeiramente utilizado na indústria automotiva para a melhora da
produção de componentes de transmissão como rolamentos engrenagens,
eixos, comandos de válvulas, juntas de eixo-cardã, e pinhões
(ASTAKHOV, 2011). Esses componentes são tratados termicamente
durante o ciclo de fabricação para atingir a resistência mecânica
necessária para aplicação, especialmente em termos de resistência ao
desgaste, e tensão admissível.
Segundo Machado et al., (2015), são considerados materiais
endurecidos aqueles com dureza acima de 45 HRC1, ou 50 HRC conforme
Klocke et al., (2011), os quais se incluem várias ligas de aço endurecido,
aços ferramentas e superligas. Boing (2016), afirma que esta transição
depende das características microestruturais dos materiais e varia entre 45
e 50 HRC. O torneamento de materiais endurecidos é geralmente
realizado em materiais com dureza a partir de 60 HRC, como por exemplo
aços para rolamentos (ASTAKOHV, 2011).
A usinagem de materiais endurecidos é utilizada principalmente
em processos de acabamento quando se deseja atingir alta precisão
dimensional, de forma e acabamento de superfície (ASTAKHOV, 2011).
Esses processos de acabamento são geralmente realizados abrasivamente
por ferramentas de geometria não definida. Entretanto, com o
desenvolvimento de máquinas-ferramenta com boa estabilidade dinâmica
e ferramentas de geometria definida construídas em materiais que
suportam as condições tribológicas 2do processo como altas temperaturas
e altas tensões de ruptura de cavaco (MACHADO et al., 2015). Segundo
Astakhov (2011), atualmente o torneamento endurecido não é mais visto
apenas como uma alternativa à retificação e sim como processos que se
complementam, tanto que máquinas-ferramenta modernas que realizam
usinagem de materiais endurecidos possuem rebolos em seu porta-
ferramentas. Klocke et al. (2003) afirmam que para algumas aplicações,
esta combinação do torneamento com a retificação pode realizar a operação de modo mais rápido do que se fosse feita somente por um único
processo.
1 HRC: Dureza Rockwell escala C. 2 Condições relacionadas com atrito na superfície do material.
48
Algumas das vantagens do torneamento de matérias endurecidos
em relação à retificação são a facilidade de realizar processos de
geometrias complexas, setups mais rápidos, realizar diversas operações
em um único setup e obter maior remoção de cavaco (ASTAKHOV,
2011). O uso de fluido de corte não é necessário na maioria dos casos,
garantindo uma vantagem em termos ambientais à retificação
(MACHADO et al., 2015). As vantagens supracitadas afetam
positivamente no custo de peça produzida. Segundo Momper (2000), este
custo pode ser reduzido em até 60%.
Em termos de desvantagens da usinagem de materiais endurecidos,
Astakhov (2011) cita que a verificação da razão comprimento/diâmetro
(𝐿/𝐷) da peça para que não ocorra altas vibrações durante o processo e
assim prejudicar o acabamento, a necessidade de máquinas especialmente
rígidas para a realizar o processo, principalmente para minimizar braços
de alavanca em termos de extensões das ferramentas, de natureza frágil,
e partes da máquina.
Os estudos de caso retratados por Klocke et al. (2003) também
permitiram comparar as principais vantagens e desvantagens entre
torneamento duro e retificação. Os resultados deste trabalho estão
apresentados, qualitativamente, na Figura 6.
Figura 6 - Comparação qualitativa das características do torneamento e da
retificação no processo de usinagem de materiais endurecidos.
Fonte: Klocke et al. (2005), adaptado.
49
Nota-se, pela Figura 6, o melhor desempenho do processo de
retificação em relação à qualidade da rugosidade da superfície, tensão
residual de tração, precisão de forma e dimensão, e confiabilidade do
processo. Este último é considerado por Klocke et al. (2003) como a
principal vantagem da retificação sobre o processo de torneamento de
materiais endurecidos. As vantagens do torneamento duro, como já
supracitadas, foram maior flexibilidade do processo, menor tempo de
setup, alta taxa de remoção de material, menor dano à camada da
subsuperfície e impacto ambiental.
Com relação à manufatura, no início de sua utilização o
torneamento de materiais endurecidos era realizado em lotes pequenos ou
únicos. Atualmente, o processo tende em direção aos grandes lotes e
produção em massa (KLOCKE et al., 2011).
O trabalho de Poulachon et al. (2001) mostrou que além do valor
de dureza em HRC do material da peça a ser usinada, pode-se definir o
torneamento de materiais endurecidos pela morfologia do cavaco. Nos
experimentos de torneamento longitudinal realizados com aço DIN
100Cr6 (AISI 52100), variando a dureza entre 10-62 HRC, observou-se
que entre 10 e 50 HRC o mecanismo de formação de cavaco foi do tipo
contínuo, característica de materiais dúcteis devido à grande deformação
plástica do cavaco. Para valores acima de 50 HRC os cavacos gerados
foram do tipo dente de serra, essa morfologia indica a ocorrência da
nucleação de trincas, na formação do cavaco, relacionadas ao
comportamento frágil do material endurecido. A Figura 7 mostra essa
relação entre a morfologia do cavaco e a dureza do aço 100Cr6 e a
transição do mecanismo de formação de cavaco a partir de 50 HRC, ou
seja, o momento em que o torneamento passa do processo convencional
para o torneamento de materiais endurecidos.
50
Figura 7 - Morfologia do cavaco de acordo com a dureza e a velocidade de corte.
Fonte: Poulachon et al. (2001), adaptado.
Com relação às condições de corte, no torneamento de materiais
endurecidos são recomendadas altas velocidades de corte, baixos valores
de avanço e profundidade de corte, 𝑣𝑐 ≈ 100-200 m/min, 𝑓 ≈ 0,05-0,15
mm e 𝑎𝑝 ≈ 0,1-0,5 mm) (KLOCKE et al., 2011).
3.4 FERRAMENTAS DE USINAGEM
Na usinagem de aços endurecidos as ferramentas mais utilizadas
são as de PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride – Nitreto de Boro
Cúbico Policristalino) ou cerâmicas mistas. Ambas possuem alta dureza
e resistência ao desgaste. Mesmo com menor resistência ao desgaste, as
ferramentas de metal-duro com grãos ultrafinos podem também ser
utilizadas, porém em menores velocidades de corte (KLOCKE et al.,
2011). A Figura 8 mostra os diferentes tipos de materiais de ferramentas
51
de usinagem e seu desempenho em termos de velocidade de corte e
avanço, tenacidade e resistência ao desgaste.
Figura 8 - Campo de aplicações das ferramentas de corte.
Fonte: Klocke et al. (2011), adaptado.
Alguns modelos de ferramentas, ou insertos, típicos de
torneamento, juntamente com os porta-ferramentas utilizados para a
fixação das ferramentas, são apresentados na Figura 9.
52
Figura 9 – Ferramentas e porta-ferramentas de torneamento.
Fonte: Sandvik Coromant.
3.4.1 Metal-duro
A descoberta, na década de 1920 na Alemanha, do metal-duro
permitiu o aumento em praticamente dez vezes na velocidade de corte em
relação ao aço rápido (MACHADO et al., 2011). O metal-duro é um
material compósito constituído de carboneto de metais de ligação e uma
fase ligante de cobalto e/ou níquel (KLOCKE et al., 2011). Segundo
Machado et al. (2011), este material combina resistência ao desgaste,
resistência mecânica e tenacidade de forma excelente. A alta resistência
ao trabalho a quente das ferramentas de metal-duro é exemplificada por
Klocke et al. (2011) ao afirmar que na temperatura de 1000℃ o metal-
duro possui dureza semelhante a uma ferramenta de aço-rápido.
Originalmente o metal-duro foi desenvolvido com carboneto de
tungstênio (WC) e cobalto (Co). Esta composição se mostrou eficiente ao
usinar ferros fundido cinzentos, mas apresentando baixa resistência ao
desgaste de aços (MACHADO et al., 2011). Deste modo, foram
adicionados ao WC + Co outros carbonetos com o objetivo de diminuir o
desgaste da ferramenta durante a usinagem de aços. Klocke et al. (2011)
descrevem a influência da adição dos seguintes carbonetos:
• Carboneto de titânio (TiC): entrega alta resistência ao
trabalho a quente, devido à baixa tendência à difusão. A
ferramenta tende a ficar mais frágil;
• Carboneto de tântalo (TaC) e/ou carboneto de nióbio
(NbC): em pequenas porções promove a diminuição do
53
tamanho de grão, aumentando a tenacidade e resistência
do gume da ferramenta;
• Nitrito de titânio (TiN): possui resistência à difusão maior
que o TiC por ser menos solúvel. O nitrogênio aumenta a
resistência ao desgaste.
Especificamente para usinagem materiais endurecidos,
ferramentas metal-duro revestidas e com grãos ultrafinos podem ser
aplicadas, porém em velocidades menores de corte (KLOCKE et al.,
2011)
3.4.2 Cerâmicas
Materiais cerâmicos são compostos por elementos metálicos com
elementos não metálicos do grupo III A e VII A da tabela periódica,
podendo ser observados nas formas de óxidos, carbonetos, nitretos,
(KLOCKE et al., 2011). Segundo Machado et al. (2011), as cerâmicas
são mais conhecidas por suas propriedades do que por uma definição
clássica. Estas propriedades são: alta resistência ao trabalho a quente e ao
desgaste durante a usinagem, fragilidade, baixa condutividade térmica,
boa estabilidade química e térmica, boa resistência à fluência, alta
resistência à compressão e baixa resistência à tração. A Figura 10
apresenta a classificação das cerâmicas de corte.
54
Figura 10- Classificação das cerâmicas de corte.
Fonte: Klocke et al. (2011), adaptado.
Com relação ao processo de usinagem, cerâmicas à base de
alumina (𝐴𝑙2𝑂3) possuem alta inércia química ao usinar materiais
ferrosos. No caso da usinagem de materiais endurecidos, sua aplicação é
amplamente utilizada no corte contínuo como na maioria dos processos
de torneamento. A utilização de cerâmicas mistas, cerâmicas reforçadas
com SiC (whiskers) e cerâmicas à base de nitreto de silício diminuiu a
fragilidade das ferramentas, assim possibilitando a usinagem em corte
interrompidos como fresamento de ferros fundidos cinzentos em altas
velocidades de corte e avanço (MACHADO et al., 2011).
Klocke et al. (2011) citam que as ferramentas de corte de cerâmica,
à base de nitreto de silício, são utilizadas, na indústria automotiva para
produção em massa de discos de freio e volantes de motor.
3.4.3 PCBN
Dentre os materiais considerados ultraduros o CBN (Cubic Boron
Nitride – Nitreto de Boro Cúbico) está apenas abaixo do diamante em
termos de dureza. Este material não é encontrado na natureza, sendo sua
fabricação, através da metalurgia do pó, necessária. Para ferramentas de
corte, o CBN é utilizado em sua fase policristalina (PCBN) devido sua
tenacidade ser superior à dos monocristais (MACHADO et al., 2011).
55
Segundo Klocke et al. (2011), as ferramentas de nitreto de boro cúbico
são divididas em dois grupos a partir do teor de CBN em sua composição.
O primeiro diz respeito a materiais com alto teor de CBN (80-90%), fase
ligante metálica ou cerâmica e tamanho de grão entre 0,5-10 µm. O
segundo grupo, por sua vez, é formado por materiais com baixo teor de
CBN (45-65%), fase ligante cerâmica e tamanho de grão menor que 2 µm.
Em operações de acabamento de corte contínuo, é indicado o uso de
ferramentas com baixo teor de CBN devido à melhor qualidade do gume
da ferramenta. No caso do corte interrompido, são indicadas ferramentas
do grupo de alto teor de CBN (KLOCKE et al., 2011). A relação entre o
teor de CBN e o tamanho de grão sobre as propriedades da ferramenta é
apresentada na Figura 11.
Figura 11 - Efeitos do teor de CBN e tamanho de grão nas propriedades da
ferramenta de PCBN.
Fonte: Klocke et al. (2011), adaptado.
3.5 MECANISMOS DE DESGASTE
Segundo Machado et al. (2011), uma ferramenta com alta dureza
e resistência ao desgaste sofrerá um processo de desgaste mesmo ao
usinar peças com baixa resistência mecânica. Deste modo, em um dado
56
momento qualquer ferramenta de corte que seja utilizada, em processos
de usinagem, necessitará ser substituída.
Klocke et al. (2011) afirmam que na região de corte existem
processos de deformação, separação e atrito, que geram carregamentos
extremamente complexos na ferramenta caracterizados por altas tensões
compressivas, velocidades de corte e temperaturas. Em condições
normais de operação, as ferramentas exibem um desgaste progressivo na
superfície de saída e no flanco principal até o seu fim de vida. Dearnley
et al. (1982) apresentam (Figura 12) as principais áreas de desgaste de
uma ferramenta de corte.
Figura 12 - Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte.
Fonte: Dearnley et al. (1982), adaptado.
Pode-se identificar na Figura 12 três formas de desgaste: desgaste
de cratera (A), desgaste de flanco (B) e desgaste de entalhe (C e D). Para
quantificar os degastes, os parâmetros bidimensionais mais utilizados
segundo a norma DIN ISO 3865 (1993) são: profundidade de cratera
(𝐾𝑇), desgaste de flanco médio (𝑉𝐵𝐵), desgaste de flanco máximo
(𝑉𝐵𝑚á𝑥), desgaste de entalhe (𝑉𝐵𝑁) e degaste de ponta (𝑉𝐵𝐶). Os critérios
recomendados de fim de vida da ferramenta, pela ISO (1993), para
ferramentas de aço rápido, metal-duro e cerâmica são:
• 𝐾𝑇 = 0,06 + 0,3𝑓𝑐, onde 𝑓𝑐 é o avanço [mm/rot];
• 𝑉𝐵𝐵 = 0,3 𝑚𝑚;
57
• 𝑉𝐵𝑚á𝑥 = 0,6 𝑚𝑚;
• 𝑉𝐵𝐶 𝑒 𝑉𝐵𝑁 = 0,1 𝑚𝑚;
• falha catastrófica.
Ao ultrapassar qualquer um dos critérios de fim de vida é
recomendado substituir a ferramenta (MACHADO et al., 2011). Segundo
Ferraresi (1977), em operações de acabamento a ferramenta deve ser
substituída muito antes de valores que gerem falhas catastróficas para
satisfazer as exigências em termos de tolerâncias das dimensionais e
acabamento de superfície da peça. A Figura 13 apresenta as formas e
dimensões dos tipos de desgaste em uma ferramenta de corte conforme a
norma DIN ISO 3865 (1993).
Figura 13 – Representação esquemática da forma formas e dimensões dos tipos
de desgaste em uma ferramenta de corte.
Fonte: Binder et al. (2017) / DIN ISO 3867, adaptado.
A Figura 14 mostra um diagrama relacionado às principais causas
de desgaste em função da temperatura. Os mecanismos de desgaste
adesão, abrasão, difusão e oxidação são apresentados neste diagrama.
58
Figura 14 - Mecanismos de desgaste em ferramentas de corte
Fonte: Klocke et al. (2011), adaptado.
A difusão envolve a transferência de material, no nível atômico.
Esse processo depende fortemente da temperatura (MACHADO et al.,
2011). As altas temperaturas e pressões na zona de contato durante o corte
geram um cenário ideal para a difusão entre a ferramenta e a peça. Deste
modo, o processo tende a ser acentuado em altas velocidades de corte,
como apresentado na Figura 14 (KLOCKE et al., 2011). No caso da
abrasão, o processo acontece tanto em baixas como em altas velocidades
de corte como visto na Figura 14. O desgaste abrasivo ocorre a partir da
remoção ou deslocamento do material na superfície da ferramenta por
partículas duras como óxidos, carbonetos e nitretos presentes no material
da peça. Este mecanismo de desgaste apresenta ranhuras no material
desgastado através de processos de microssulcamento, microcorte ou
microlascamento (MACHADO et al., 2011).
Segundo Klocke et al. (2011), a adesão é caracterizada por ligações
atômicas em forma de microsoldas na região de contato da peça com a
ferramenta. A adesão é responsável pelo fenômeno do gume postiço, onde
material da peça é transferido para a superfície ferramenta e atua como
gume da ferramenta prejudicando o acabamento da usinagem. Em altas
velocidades de corte, a alta temperatura da região de corte desfavorece o
aparecimento do gume postiço ao atingir o ponto de fusão do material aderido. A tribo-oxidação está relacionada com reações químicas entre o
material da peça e da ferramenta com o ambiente de corte ativadas pelo
atrito na região de contato da ferramenta com a peça. Este processo muda
as propriedades da superfície da ferramenta podendo aumentar ou reduzir
59
o desgaste da ferramenta. Para ferramentas de metal-duro a oxidação
inicia em altas temperaturas, em torno de 700-800ºC (KLOCKE et al., 2011).
3.6 VIDA DE FERRAMENTA
O parâmetro de corte com maior significância na vida da
ferramenta é a velocidade de corte. Ela está diretamente relacionada com
a temperatura na região de contato entre a peça e a ferramenta. Quanto
maior a velocidade maior é a temperatura na região de formação de
cavacos e assim os mecanismos de desgaste são intensificados
(MACHADO et al., 2011).
No início do século XX, Taylor descreveu, após extensivos
experimentos, a curva de vida de ferramentas em termos da velocidade de
corte (FERRARESI, 1977). Além do tempo de vida da ferramenta estar
diretamente relacionado com a velocidade de corte, essa relação também
depende do par ferramenta-peça (MACHADO et al., 2011). Os ensaios
para a obtenção da curva de vida de ferramenta, de forma simples,
consideram a velocidade de corte como único parâmetro variável.
Entretanto, existem formas expandidas da equação de Taylor que levam
em conta o avanço e a profundidade de corte (KLOCLE et al., 2011).
Após os ensaios, primeiramente são geradas as curvas de desgaste em
função do tempo para cada velocidade de corte escolhida. A curva típica
de desgaste possui três estágios, conforme a Figura 15. O primeiro estágio
é caracterizado pela adequação do sistema tribológico do par ferramenta-
peça, onde ocorre uma alta taxa de desgaste decrescente na ferramenta.
Após o processo de acomodação do gume da ferramenta, inicia-se o
segundo estágio. Neste estágio, o sistema tribológico está em equilíbrio,
assim promove uma taxa de desgaste constante crescente. No estágio III,
como consequência do maior contato da ferramenta com a peça, mais
calor é gerado. Deste modo, os mecanismos de desgaste termicamente
ativados são intensificados, o que favorece a aceleração da taxa de
desgaste e colapso da ferramenta (BINDER et al. (2017).
60
Figura 15 - Curva típica de desgaste de ferramenta de corte.
Fonte: Binder et al. (2017), adaptado.
A Figura 16 apresenta um exemplo de curva de desgaste a partir
da largura do desgaste de flanco (𝑉𝐵𝐵), de 0,3 mm, na usinagem de um
aço utilizando uma ferramenta de metal-duro não revestida.
Figura 16 - Curva de desgaste
Fonte: Klocke et al. (2011), adaptado.
Nota-se na Figura 16 que existe um critério de fim de vida da
ferramenta como o limitante da largura desgaste de flanco. Este critério é
adotado assumindo que acima do limite, a ferramenta não gera o
acabamento requerido e a probabilidade de uma falha catastrófica e
custosa acontecer é maior. O aumento da velocidade de corte (𝑣𝑐) faz com
que o desgaste de flanco ocorra mais rapidamente, e assim cruzando a
linha de critério de vida em um tempo de corte (𝑡𝑐) menor.
61
A partir da curva de desgaste é construída a curva de vida de
ferramenta com os pares 𝑣𝑐 e 𝑡𝑐, que possui característica exponencial
(MACHADO et al., 2011). Taylor colocou a curva em um gráfico
bilogarítmico, para representá-la linearmente, utilizando a seguinte
equação que leva seu nome:
𝑇 = 𝐶𝑣 . 𝑣𝑐𝑘 (1)
Onde:
𝑇 = 𝑣𝑖𝑑𝑎 𝑑𝑎 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 [𝑚𝑖𝑛]
𝑣𝑐 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒 [𝑚/𝑚𝑖𝑛]
As constantes 𝐶𝑣 e k são particulares de cada par ferramenta-peça.
A curva de vida de uma ferramenta e a linearização proposta por Taylor
podem ser vistas na Figura 17.
62
Figura 17 - Curva de vida em um sistema logarítmico
Fonte: Klocke et al. (2011), adaptado.
Deste modo, a equação de Taylor permitiu que com alguns ensaios
de vida de ferramenta, em velocidades de cortes selecionadas, pode-se
prever a vida da ferramenta de um par ferramenta-peça para uma faixa de
velocidades de corte. Klocke et al. (2011) mostraram a diferença das curvas de vida de
diferentes tipos de ferramenta no torneamento de materiais ferrosos. Na
Figura 18 observa-se que materiais de ferramenta mais sensíveis à
temperatura como o aço rápido possuem curvas mais inclinadas. Apesar
de ter uma curva de vida similar em termos em inclinação ao do aço
63
rápido, o metal-duro atinge maiores velocidades de corte justamente pela
sua maior resistência ao trabalho a quente. No caso da ferramenta de
cerâmica, a sua menor inclinação da curva de vida demonstra que sua
faixa de operação é maior e a suas propriedades mecânicas permitem
velocidades de corte mais altas.
Figura 18 - Linhas de vida de ferramenta.
Fonte: Klocke et al. (2011), adaptado.
A vida de ferramentas de metal-duro revestido e PCBN no
torneamento de materiais endurecidos, especificamente o aço D2 a 52
HRC, foi analisada por Dosbaeva et al. (2014).
O aço D2 possui alto teor de cromo e alta resistência mecânica e ao
desgaste e fração volumétrica de carbonetos de aproximadamente de
10%. Assim, para contextualização do estudo de Dosbaeva et al. (2014),
o aço AISI D2 é da Classe C conforme o Quadro 4 (Seção 3.7), e em
relação ao aço AISI 52100 (Classe B) - objeto de estudo deste trabalho -
promove maior desgaste à ferramenta por ter maior fração volumétrica de
carbonetos em sua estrutura.
As ferramentas de corte utilizadas nos ensaios de Dosbaeva et al. foram: PCBN com baixo teor de CBN (60%) e fase ligante de TiN e
insertos de metal-duro com revestimento triplo de TiCN/𝐴𝑙2𝑂3/TiN. Os
ensaios foram realizados variando a velocidade de corte (𝑣) em
60/100/175 m/min e mantendo a profundidade de corte (𝑎𝑝) e o avanço
(𝑓) constantes nos respectivos valores de 0,06 mm e 0,1 mm. O critério
64
de fim de vida estipulado foi 𝑉𝐵𝐵 = 0,2 mm. A Figura 19 apresenta as
curvas de vida das ferramentas de metal-duro e PCBN obtidas.
Figura 19 – Curvas de vida das ferramentas de metal-duro e PCBN em função da
velocidade de corte para o aço AISI D2.
Fonte: Dosbaeva et al. (2014), adaptado.
Os resultados do estudo mostraram que o metal-duro pode ter
melhor desempenho que o PCBN, com relação à vida de ferramenta, em
uma certa faixa de velocidades de corte, entre 60 m/min e 100 m/min. Em
termos de condições econômicas de corte, este fato se mostra interessante
pelo menor custo de aquisição das ferramentas de metal-duro em relação
às ferramentas de PCBN. Entretanto, estas condições de aplicação de
ferramentas metal-duro promovem um menor volume de produção.
A partir de uma velocidade próxima a 100 m/min, a ferramenta de
PCBN começa a apresentar maior tempo de vida em comparação com a
ferramenta de metal-duro. Deste modo, a utilização de ferramentas de
PCBN, mais custosas, deve ser justificada em processos que requerem
maior produtividade.
Assim, o estudo de Dosbaeva et al. (2011) promove o interesse na
análise das condições econômicas de corte de materiais endurecidos com
ferramentas de metal-duro e PCBN. A análise econômica de processos de
65
usinagem depende de diversas variáveis, podendo se tornar bastante
complexa. Esse assunto é discutido em mais detalhes na Seção 3.9.
3.7 REGIÃO DE APLICAÇÃO DE FERRAMENTAS DE METAL-
DURO E PCBN
O estudo de Boing (2016), principal referência e motivação deste
trabalho, determinou a região de transição de aplicação das ferramentas
de metal-duro e PCBN. O trabalho foi feito em duas etapas.
Primeiramente realizou-se uma análise do desgaste das ferramentas,
utilizando parâmetros tridimensionais, no estágio de acomodação do
gume (estágio I, Figura 16). Para a segunda etapa foram feitos ensaios de
vida nas ferramentas de metal-duro com o intuito de identificar seus
limites de aplicação nos materiais ensaiados e validar os fenômenos
ocorridos na primeira etapa com o estágio de desgaste estável (estágio II,
Figura 16).
Os parâmetros tridimensionais propostos por Boing (2016) podem
ser vistos no Quadro 4, onde a superfície de referência é a superfície da
ferramenta sem desgaste.
Quadro 4 - Parâmetros de desgaste tridimensionais.
Parâmetro Unidade Definição
𝑊𝑅𝑀 𝜇𝑚3 Volume de material removido da ferramenta
em relação à superfície de referência.
𝑊𝑀𝐷 𝜇𝑚 Máxima profundidade de defeito em relação à
superfície de referência.
𝑊𝐴𝐴 𝜇𝑚2 Área afetada da ferramenta em relação à
superfície de referência.
𝑊𝐴𝑀 𝜇𝑚3 Volume de material adicionado a ferramenta
em relação à superfície de referência.
𝑊𝑀𝐻 𝜇𝑚 Máxima altura de defeito em relação à
superfície de referência.
Fonte: Boing (2016).
Os parâmetros 𝑊𝑅𝑀 e 𝑊𝑀𝐷 estão relacionados com a perda de
material da ferramenta, estes fenômenos ocorrem abaixo da superfície de
referência. Já os parâmetros 𝑊𝐴𝑀 e 𝑊𝑀𝐻 indicam o desgaste ocorrido pela
adição de material na ferramenta. O parâmetro 𝑊𝐴𝐴 representa qualquer
alteração feita na superfície da ferramenta.
Os ensaios foram realizados em três aços: AISI 4340, AISI 52100
e AISI D2 em seis patamares de dureza, no intervalo de 35 a 60 HRC.
66
Para a análise, os aços foram classificados em classes conforme Boing
(2011). A classificação das classes de materiais endurecidos é feita pela
estimativa da fração volumétrica de carbonetos do material e está
apresentada no Quadro 5.
Quadro 5 - Classificação das classes de material endurecido.
Classes Material base
Estimativa da
fração
volumétrica dos
carbonetos
Fração
volumétrica de
carbonetos nas
classes
Classe A AISI 4340 0% Menor que 1%
Classe B AISI 52100 ≈ 4% Entre 1 e 5%
Classe C AISI D2 ≈ 10% Entre 5 e 15%
Classe D FoFo de alto teor
de cromo
≈ 26% Maior que 15%
Fonte: Boing (2010).
A presença de carbonetos no material torna as condições de corte
mais instáveis. Estas partículas, durante o corte, colidem contra o gume
da ferramenta gerando maior desgaste na ferramenta (KLOCKE et al.,
2011).
A Figura 20 apresenta a metodologia utilizada para a avaliação do
desgaste das ferramentas através da sobreposição das imagens obtidas por
um microscópio de foco infinito da fabricante Alicona®.
67
Figura 20 - Metodologia utilizada para avaliação do desgaste das ferramentas.
Fonte: Boing (2016).
A morfologia dos desgastes foi avaliada em um microscópio
eletrônico de varredura (MEV). Segundo Boing (2016), a partir do MEV
é possível compreender, em detalhes, a região específica que representa a
interface cavaco-ferramenta e verificar a presença, ou não, de elementos
químicos estranhos à natureza do material da ferramenta de corte. A
Figura 21 apresenta um exemplo da metodologia de análise em MEV de uma ferramenta de metal-duro ao usinar o aço AISI 52100 em diferentes
durezas.
68
Figura 21 - Morfologia do desgaste da ferramenta de metal-duro aplicada no
torneamento do aço AISI 52100.
Fonte: Boing (2016).
A partir das imagens do desgaste da ferramenta pelo microscópio
de foco infinito e microscópio eletrônico de varredura, Boing (2016)
avaliou qualitativamente a intensidade dos mecanismos de desgaste nas
ferramentas de metal-duro e PCBN, para as três classes de materiais
endurecidos ensaiados. Apesar de serem variáveis discretas, os materiais
usinados foram tratados como variáveis contínuas considerando a fração
volumétrica de carbonetos.
Na ferramenta de metal-duro, Figura 22a, os principais
mecanismos de desgaste até 50 HRC são adesão e abrasão. Nota-se que
até este valor, ambos os mecanismos tendem a diminuir de intensidade.
Após 50 HRC, ocorre o aumento de todos os mecanismos de desgaste,
exceto a adesão, e a abrasão apresenta maior relevância.
69
Figura 22 - Tendência da atuação dos mecanismos de desgaste para as
ferramentas de metal-duro.
Fonte: Boing (2016).
A Figura 22b mostra que com o aumento da fração volumétrica de
carbonetos os mecanismos de desgaste de abrasão e solicitação mecânica,
em forma de microlascamentos, tendem a aumentar. Já a difusão e
deformação plástica tendem a diminuir com o aumento da fração
volumétrica de carbonetos devido à barreira térmica formada pelos
carbonetos da microestrutura do material. O aumento súbito da adesão na
transição do aço AISI 52100 para o aço AISI D2 pode estar relacionado
com a composição química dos materiais usinados (BOING, 2016).
No caso da ferramenta de PCBN, Figura 23a, percebe-se que o
comportamento dos mecanismos de desgaste é similar ao metal-duro, pois
existe um ponto comum de inflexão da abrasão em torno de 50 HRC. As
tendências de aumento e diminuição dos mecanismos de desgaste também
são semelhantes em função da dureza, porém com menores intensidades.
Com relação à fração volumétrica de carbonetos, Figura 23b,
percebe-se que os mecanismos de desgaste também apresentam
tendências semelhantes aos da ferramenta de metal-duro. O aumento da
fração volumétrica de carbonetos promove a intensificação da abrasão e
da solicitação mecânica e a diminuição do mecanismo de desgaste de
difusão. A adesão apresenta, novamente, um aumento abrupto na
transição do aço AISI 52100 para o aço AISI D2.
70
Figura 23 - Tendência da atuação dos mecanismos de desgaste as ferramentas de
PCBN.
Fonte: Boing (2016).
Fica evidenciado que, até uma dureza na região de 50 HRC, pode-
se utilizar ferramentas de metal-duro. Acima deste valor, o desgaste é
demasiado, especialmente pela exposição do substrato após o consumo
do revestimento da ferramenta. Deste modo, faz necessário o uso de
ferramentas de PCBN, as quais suportam as condições de corte mais
severas (BOING, 2016). A Figura 24a ilustra de forma mais clara a região
transição de aplicação, caracterizada pela inflexão da curva de desgaste,
entre as ferramentas de metal-duro e PCBN em termos do somatório do
desgaste.
Figura 24 - Resultado global da aplicação das ferramentas de metal-duro e PCBN.
Fonte: Boing (2016).
Observa-se na Figura 24b que o ponto de transição da aplicação de ferramentas de metal-duro para PCBN varia conforme a classe de material
usinado entre os valores de dureza de 45-55 HRC. Segundo Boing (2016),
isso está relacionado à presença de carbonetos primários na
71
microestrutura de cada classe, o que promove impactos diferentes nos
mecanismos de desgaste das ferramentas.
Com o objetivo de identificar os pontos de transição da aplicação
entre ferramentas de metal-duro e PCBN e validar os resultados obtidos
a partir da análise dos mecanismos de desgaste, Boing (2017) realizou
ensaios de vida com ferramentas de metal-duro de diferentes classes
(1105 e 4315).
Os ensaios foram feitos na região de transição de aplicação
identificada (45-55 HRC), porém para cada classe de material endurecido,
a dureza variou conforme os resultados dos experimentos da primeira
etapa. A ferramenta de metal-duro não suportou o percurso adotado ao
usinar as classes de aço de maior fração volumétrica de carbonetos com
maior dureza. A Figura 25 apresenta o resultado geral dos ensaios de vida
das ferramentas de metal-duro.
Figura 25 - Tempo de usinagem para as ferramentas de metal-duro em função da
classe e da dureza dos materiais usinados.
Fonte: Boing (2016).
Especificamente para o aço 4340 a 55 HRC a ferramenta de classe
1105 foi considerada mais adequada. Nos outros casos, observa-se um melhor desempenho da classe 4315, ou seja, uma maior vida da
ferramenta ao usinar as classes de materiais endurecidos.
Após a análise da vida das ferramentas de metal duro ao usinar as
três classes de aço, segunda etapa do estudo de Boing (2016), os limites
72
da aplicação de ferramentas de metal-duro em materiais endurecidos
foram definidos e podem ser vistos na Figura 26.
Figura 26 - Região de transição de aplicação das ferramentas de metal-duro e
PCBN no torneamento de aços endurecidos.
Fonte: Boing (2016)
Conforme a Figura 26, o aumento da fração volumétrica de
carbonetos implica em uma menor região de transição da aplicação de
ferramentas de metal-duro para PCBN. Os limites de aplicação de
ferramentas de metal-duro dependem da dureza e da fração volumétrica
de carbonetos dos materiais usinados. Pode-se observar que o limite de
aplicação de ferramentas de metal-duro para o aço AISI 4340 é 55 HRC,
no caso do AISI 52100 o limite é 50 HRC e para o aço AISI D2 o limite
é 45 HRC.
O ponto de transição da aplicação de ferramentas de metal-duro
para PCBN do aço AISI 52100 ocorre na dureza de 50 HRC. Assim,
justifica-se escolha específica deste material visando um dos objetivos
deste trabalho: a análise econômica comparativa da performance de
ferramentas de metal-duro, em seu limite de aplicação, com ferramentas
de cerâmica e PCBN que são, geralmente, de melhor desempenho e de maior custo.
73
3.8 MODELO MATEMÁTICO PARA DETERMINAÇÃO DA
VIDA DA FERRAMENTA PELA EXTRAPOLAÇÃO DA
TAXA DE DESGASTE
Castro et al. (2018) desenvolveram um modelo matemático, a partir
dos resultados obtidos por Boing (2016) para a determinação da vida da
ferramenta pela extrapolação da taxa de desgaste utilizando parâmetros
tridimensionais. O modelo matemático foi baseado no torneamento radial
do aço AISI 52100. Este aço, segundo Boing (2016), apresenta baixa
tendência do mecanismo de desgaste de adesão.
O parâmetro de desgaste tridimensional avaliado no modelo
matemático foi o 𝑊𝑅𝑀, a partir da metodologia de sobreposição das
imagens da ferramenta obtidas pelo microscópio de foco infinito descrita
por Boing (2016), conforme a Figura 20.
As medições, para a formação da curva de desgaste, foram
validadas seguindo dois critérios: progressividade e estabilidade.
O critério de progressividade (Equação 2) garante que o desgaste
em uma ferramenta com menor tempo de usinagem, instante de tempo i, é menor do que o de uma ferramenta com maior tempo de usinagem,
instante de tempo i+1. Assim, assegura-se que o desgaste não diminui ao
longo do tempo. Este critério se faz necessário pois a metodologia de
avaliação de desgaste, através do microscópio de foco infinito, não
considera o material aderido na ferramenta durante a usinagem, o que
pode impactar no valor de volume de material removido (𝑊𝑅𝑀) medido.
𝑊𝑅𝑀𝑖 < 𝑊𝑅𝑀𝑖+1 (2)
O critério de estabilidade foi criado para garantir a confiabilidade
das medições para um cenário estável de desgaste, o qual pode ser afetado
por outros mecanismos de desgaste além da adesão. Primeiramente é
calculada a taxa de desgaste absoluto (��𝑅𝑀) entre valores sucessivos de
𝑊𝑅𝑀 conforme a Equação 3.
��𝑅𝑀𝑖 =𝑊𝑅𝑀𝑖+1−𝑊𝑅𝑀𝑖
𝑡𝑖+1−𝑡𝑖 (3)
Na segunda etapa do critério de estabilidade as taxas de desgaste
absoluto (��𝑅𝑀) são normalizadas baseadas nas taxas de desgaste absoluto
da primeira (��𝑅𝑀1) e da última medição (��𝑅𝑀𝑛) e seus ângulos (𝜔𝑖)
calculados. A Equação 4 apresenta o cálculo do ângulo (𝜔𝑖), em graus,
para um número n de medições.
74
𝜔𝑖 = 𝑡𝑎𝑛−1 (��𝑅𝑀𝑖 ∙𝑡𝑛−𝑡1
𝑊𝑅𝑀𝑛−𝑊𝑅𝑀1) (4)
Caso dois valores sucessivos de 𝑊𝑅𝑀 tiverem a mesma inclinação
do primeiro e do último ponto medido, o valor de 𝜔𝑖 será 45°. O critério
de estabilidade é uma faixa de tolerância (±δ) ao redor do ângulo de 45°.
Segundo Castro et al., o valor do fator de estabilidade (δ) pode ser
definido empiricamente baseado no balanço dos mecanismos de
desgastes atuantes no processo analisado. O critério de estabilidade é
expressado matematicamente conforme a Equação 5.
45° − 𝛿 ≤ 𝜔𝑖 ≤ 45° + 𝛿 (5)
Ambos critérios devem ser validados para cada medição de 𝑊𝑅𝑀.
Caso um dos critérios não seja satisfeito, uma nova medição deve ser feita
e o valor de 𝑊𝑅𝑀 não conforme, descartado. A Figura 27 sintetiza
graficamente os critérios de validação das medições de desgaste para o
modelo matemático proposto por Castro et al. (2018).
Figura 27 - Representação gráfica dos critérios de progressividade e estabilidade.
Fonte: Castro et al. (2018), adaptado.
75
Após a validação dos pontos medidos por ambos critérios de
progressividade e estabilidade, a taxa de desgaste da ferramenta 𝑊𝑅𝑅𝑀
para modelo matemático é calculada através da regressão linear pelo
método dos mínimos quadrados (MMQ). A Equação 6 apresenta o cálculo
do valor de 𝑊𝑅𝑅𝑀.
𝑊𝑅𝑅𝑀 =∑(𝑡𝑖∙𝑊𝑅𝑀𝑖)−
∑𝑊𝑅𝑀𝑖∙∑𝑡𝑖𝑛
∑𝑡𝑖2−
(∑𝑡𝑖)2
𝑛
.1
60 (6)
A taxa de desgaste da ferramenta 𝑊𝑅𝑅𝑀 é o coeficiente angular do
modelo matemático linear, da quantidade de material removido da
ferramenta (𝑊𝑅𝑀) em função do tempo, expressado pela Equação 7.
𝑊𝑅𝑀(𝑡) = 𝑊𝑅𝑅𝑀 ∙ 𝑡 +𝑊 (7) 𝑊 = 𝑊𝑅𝑀
− (𝑊𝑅𝑅𝑀 ∙ 60). 𝑡 (7.1)
Onde:
𝑊𝑅𝑀 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑟𝑒𝑚𝑜𝑣𝑖𝑑𝑜 𝑑𝑎 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 [𝜇𝑚3]
𝑊𝑅𝑅𝑀 = 𝑡𝑎𝑥𝑎 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑔𝑎𝑡𝑒 𝑑𝑎 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 [𝜇𝑚3/s]
𝑡 = 𝑖𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 [𝑚𝑖𝑛]
𝑊 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑙𝑖𝑛𝑒𝑎𝑟 [𝜇𝑚3]
Por fim, a vida da ferramenta (𝑇) pode ser determinada ao isolar a
variável 𝑡 da Equação 7 considerando como critério de fim de vida o
máximo volume de material removido da ferramenta (𝑊𝑅𝑀 𝑚á𝑥). A
expressão matemática para a vida da ferramenta é apresentada pela
Equação 8.
𝑇 =𝑊𝑅𝑀 𝑚á𝑥−𝑊
𝑊𝑅𝑅𝑀∙(1+𝑅) (8)
76
Onde:
𝑇 = 𝑣𝑖𝑑𝑎 𝑑𝑎 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 [𝑚𝑖𝑛]
𝑊𝑅𝑀 𝑚á𝑥 = 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑟𝑒𝑚𝑜𝑣𝑖𝑑𝑜 [𝜇𝑚3]
𝑅 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑡𝑖𝑣𝑜
Segundo Castro et al., a inclusão do coeficiente corretivo na
Equação 8 se deve pelo fato de que o desgaste modifica a geometria da
ferramenta e assim o contato entre ferramenta e peça é maior conforme a
duração da usinagem. Logo, a taxa de desgaste não é constante e
aumentaria com o tempo de usinagem. O modelo linear não contabiliza
este aumento da taxa de desgaste por considerá-la constante. Este fato e a
pequena quantidade de pontos utilizada no modelo determinam uma vida
de ferramenta maior que a realidade. Assim, o coeficiente relativo corrige
o modelo para a tendência exponencial do aumento da taxa de desgaste
tridimensional. Castro et al. (2018) sugerem um valor de 7% para o
coeficiente corretivo.
O modelo matemático proposto por Castro et al. (2018) apresenta-
se como uma alternativa mais rápida para a determinação da vida de
ferramentas comparado com a metodologia convencional discutida na
Seção 3.6. Além disso, o modelo utiliza valores reais de desgaste de
ferramenta para o processo de usinagem em estudo.
3.9 CONDIÇÕES ECONÔMICAS DE CORTE
A velocidade de corte, como visto anteriormente, tem forte relação
com o desgaste e consequentemente com a vida da ferramenta. Segundo
Machado et al. (2011), a influência da velocidade de corte é mais
significativa em termos econômicos do processo. Assim para a melhoria
do processo, inicialmente se aumenta a profundidade de corte; em seguida
o avanço e, por último, a velocidade de corte. Essas mudanças devem
sempre respeitar as características das máquinas-ferramenta e a qualidade
requerida da peça. Entretanto, em processos de acabamento, os
parâmetros profundidade de corte e avanço são fixos, tendo assim
somente a velocidade de corte como variável. Ao aumentar a velocidade
de corte, o tempo de processo dentro da máquina diminui e
consequentemente os custos relacionados com a utilização da máquina
são reduzidos. Porém, com a aceleração do processo, a taxa de desgaste
da ferramenta também aumenta causando a diminuição da vida da
ferramenta e aumentando os custos relacionados com a ferramenta
77
(FERRARESI, 1977). Quando as velocidades de corte utilizadas são
significativamente baixas, o desgaste da ferramenta é pequeno e as trocas
de ferramenta são feitas em menor frequência. Nessa situação, o tempo
efetivo de usinagem tende a ser alto, assim como os custos para a
operação da máquina. Na análise de custos de torneamento, o tempo total
de usinagem por peça (tt) é determinado em uma primeira etapa para
depois ser efetuado o cálculo do custo de fabricação unitário (C𝑝).
3.9.1 Tempo de usinagem por peça (𝐭𝐞)
Segundo Machado et al (2011), o ciclo básico de usinagem é
composto das seguintes fases: 1) preparo da máquina para usinagem de
um lote de Z peças, 2) colocação e fixação da peça na máquina, 3)
aproximação e posicionamento da ferramenta, 4) corte da peça, 5)
afastamento da ferramenta, e 6) soltura e retirada da peça usinada. O
tempo de usinagem depende de três parcelas de tempo das etapas
supracitadas: total de tempos passivos (𝑡𝑝𝑎𝑠𝑠), tempo de corte para
fabricação de uma peça (𝑡𝑐) e a parcela relacionada com o tempo de troca
de ferramenta (𝑡𝑓𝑡) (COPPINI, 2015). O tempo total de usinagem por
peça, para torneamento radial em velocidade de corte constante, (𝑡𝑡) pode
ser calculado pela Equação 9.
𝑡𝑡 = 𝑡𝑝𝑎𝑠𝑠 + 𝑡𝑐 + 𝑛𝑡
𝑍. 𝑡𝑓𝑡 (9)
𝑡𝑝𝑎𝑠𝑠 = 𝑡𝑝𝑟
𝑍+ 𝑡𝑐𝑔/𝑑𝑔 + 𝑡𝑎𝑝/𝑎𝑓 + 𝑡𝑐𝑞 − (
1
𝑍+ 𝑡𝑓𝑡) (9.1)
𝑡𝑐 = 𝐺𝑣𝑓𝑎𝑐𝑒
𝑣𝑐 (9.2)
𝐺𝑣𝑓𝑎𝑐𝑒 = 𝜋.(𝑅0
2−𝑅𝑖2)
1000.𝑓 (9.2.1)
𝑛𝑡
𝑍=
𝐺𝑣𝑓𝑎𝑐𝑒.𝑣𝑐𝑥−1
𝐶𝑣 (9.3)
78
Onde:
𝑡𝑡 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑢𝑠𝑖𝑛𝑎𝑔𝑒𝑚 𝑝𝑜𝑟 𝑝𝑒ç𝑎 [𝑚𝑖𝑛/𝑝𝑒ç𝑎]
𝑡𝑝𝑎𝑠𝑠 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜𝑠 𝑝𝑎𝑠𝑠𝑖𝑣𝑜𝑠 [𝑚𝑖𝑛]
𝑡𝑐 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒 [𝑚𝑖𝑛]
𝑡𝑓𝑡 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑜𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 [𝑚𝑖𝑛]
𝑛𝑡/Z = número de trocas de gumes para corte do lote Z
𝑡𝑝𝑟 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑝𝑎çã𝑜 [min]
𝑡𝑐𝑔/𝑑𝑔 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 [𝑚𝑖𝑛]
𝑡𝑎𝑝/𝑎𝑓 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥𝑖𝑚𝑎çã𝑜/𝑎𝑓𝑎𝑠𝑡𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑎 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 [𝑚𝑖𝑛]
𝑡𝑐𝑞 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑟𝑜𝑙𝑒 𝑑𝑒 𝑞𝑢𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑎 𝑝𝑒ç𝑎 [𝑚𝑖𝑛]
𝑍 = 𝑡𝑎𝑚𝑎𝑛ℎ𝑜 𝑑𝑜 𝑙𝑜𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑒ç𝑎𝑠
𝐺𝑣𝑓𝑎𝑐𝑒 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑣𝑐 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑓𝑎𝑐𝑒𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜
𝑅0 = 𝑟𝑎𝑖𝑜 𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙 [𝑚𝑚]
𝑅𝑖 = 𝑟𝑎𝑖𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜[𝑚𝑚]
𝑓 = 𝑎𝑣𝑎𝑛ç𝑜 [𝑚𝑚/𝑟𝑜𝑡𝑎çã𝑜]
𝑣𝑐 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒 [𝑚/𝑚𝑖𝑛]
𝐶𝑣 = 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑇𝑎𝑦𝑙𝑜𝑟
𝑥 = 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑇𝑎𝑦𝑙𝑜𝑟
3.9.2 Custo de fabricação por peça (𝐂𝒑)
Ao calcular os custos de usinagem, Coppini (2015) considerou em
sua análise somente os custos que diretamente relacionados com o tempo
de usinagem. Assim, o custo de fabricação unitário é divido em três
partes: custos passivos (C1), custo de máquina e operador (C2) e os custos
de ferramenta (C3). Logo, o custo de fabricação unitário (𝐶𝑝) pode ser
calculado pela Equação 10.
𝐶𝑝 = 𝐶1 + 𝐶2 + 𝐶3 (10)
𝐶1 = 𝑡𝑝𝑎𝑠𝑠. 𝑆 (10.1)
79
𝐶2 = 𝐺𝑣𝑓𝑎𝑐𝑒
𝑣𝑐. 𝑆 (10.2)
𝐶3 = [𝐺𝑣𝑓𝑎𝑐𝑒.𝑣𝑐
𝑘−1
𝐶𝑣] (𝐶𝑎 +
𝑡𝑓𝑡
60. 𝑆) (10.3)
Onde:
𝐶𝑝 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑓𝑎𝑏𝑟𝑖𝑐𝑎çã𝑜 𝑝𝑜𝑟 𝑝𝑒ç𝑎 [𝑅$/𝑝𝑒ç𝑎]
𝐶1 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜𝑠 𝑝𝑎𝑠𝑠𝑖𝑣𝑜𝑠 [𝑅$]
𝐶2 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 𝑒 𝑜𝑝𝑒𝑟𝑎𝑑𝑜𝑟 [𝑅$]
𝐶3 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜𝑠 𝑑𝑒 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 [𝑅$]
𝑆 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑚ã𝑜 𝑑𝑒 𝑜𝑏𝑟𝑎 𝑒 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 [𝑅$/ℎ𝑜𝑟𝑎]
𝐶𝑎 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑓𝑒𝑟𝑟𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑔𝑢𝑚𝑒 [𝑅$]
Os custos de mão de obra e máquina (𝑆) são calculados pela
Equação 11 (COPPINI, 2015).
𝑆 = (𝑆𝑚 + 𝑆ℎ) (11)
𝑆𝑚 = 1
𝐻[(𝐶𝑎𝑖 − 𝐶𝑎𝑖
𝐼𝑚𝑎𝑞
𝑇𝑚𝑎𝑞) . 𝑗 +
𝐶𝑎𝑖
𝑇𝑚𝑎𝑞+ 𝐶𝑐𝑚 + 𝐶𝑑𝑖𝑣] (11.1)
Onde:
𝑆ℎ = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 ℎ𝑜𝑟𝑎 ℎ𝑜𝑚𝑒𝑚 [𝑅$/ℎ𝑜𝑟𝑎]
𝑆𝑚 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 ℎ𝑜𝑟𝑎 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 [𝑅$/ℎ𝑜𝑟𝑎]
𝐻 = 𝑛ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠 𝑝𝑟𝑒𝑣𝑖𝑠𝑡𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑙ℎ𝑜 𝑝𝑜𝑟 𝑎𝑛𝑜 [ℎ𝑜𝑟𝑎]
𝐶𝑎𝑖 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑞𝑢𝑖𝑠𝑖çã𝑜 𝑑𝑎 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 [𝑅$]
𝐼𝑚𝑎𝑞 = 𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑎 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 [𝑎𝑛𝑜]
𝑇𝑚𝑎𝑞 = 𝑣𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑟𝑒𝑣𝑖𝑠𝑡𝑎 𝑑𝑎 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 [𝑎𝑛𝑜]
𝑗 = 𝑡𝑎𝑥𝑎 𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑗𝑢𝑟𝑜𝑠
𝐶𝑐𝑚 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 𝑝𝑟𝑒𝑣𝑖𝑠𝑡𝑜 𝑐𝑜𝑚 𝑚𝑎𝑛𝑢𝑡𝑒𝑛çã𝑜 𝑑𝑎 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 [𝑅$]
𝐶𝑑𝑖𝑣 = 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 𝑝𝑟𝑒𝑣𝑖𝑠𝑡𝑜 𝑐𝑜𝑚 𝑚𝑒𝑖𝑜𝑠 𝑎𝑢𝑥𝑖𝑙𝑖𝑎𝑟𝑒𝑠 [𝑅$]
80
O custo anual com meios auxiliares (𝐶𝑑𝑖) contabiliza a utilização
de fluído de corte, energia elétrica, lubrificantes, materiais de limpeza,
suporte de ferramentas intercambiáveis e outros.
3.9.3 Intervalo de máxima eficiência
As representações das curvas do 𝑡𝑐 e 𝐶𝑝, em função da velocidade
de corte, são mostradas na Figura 28. O intervalo de máxima eficiência
(IME) está localizado entre a velocidade de corte de mínimo custo (𝑣𝑐𝑚𝑐) e a velocidade de máxima produção (𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝). As velocidades 𝑣𝑐𝑚𝑐 e
𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 são obtidas ao substituir a equação de Taylor, Equação 1, nas
Equações 9 e 10. Após a substituição, ambas equações são derivadas em
relação à velocidade de corte (𝑣𝑐) e por fim igualadas à zero. Deste modo,
os pontos de inflexão das curvas de 𝑡𝑡 e 𝐶𝑝 são encontrados. As
velocidades de corte 𝑣𝑐𝑚𝑐 e 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝, em metros por minuto, podem ser
calculadas pelas equações 12 e 13 (COPPINI, 2015).
𝑣cmc = √𝐶𝑣.𝑆
−(𝑘−1).60.(𝐶𝑎+𝑡𝑓𝑡
60.𝑆)
𝑘 (12)
𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 = √𝐶𝑣
−(𝑘−1).𝑡𝑓𝑡
𝑘 (13)
Onde:
𝑣𝑐𝑚𝑐 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 [𝑚/𝑚𝑖𝑛]
𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑎 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜 [𝑚/𝑚𝑖𝑛]
81
Figura 28 - Representação do intervalo de máxima eficiência.
Fonte: Machado (2015), adaptado.
Para Machado et al. (2015), é fundamental que as operações de
usinagem em um fábrica estejam dentro deste intervalo. Na região do
IME, ao aumentar a velocidade a partir da 𝑣𝑐𝑚𝑐 em direção à 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 os
custos crescem, porém são compensados com o maior volume da
produção. Em velocidades menores que 𝑣𝑐𝑚𝑐, os custos aumentam em
função dos longos tempos de corte, que geram maior custo de operação
de máquina e operadores, juntamente com a produção sendo reduzida. Ao
trabalhar em velocidades maiores que 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝, os custos aumentam devido
à alta frequência de trocas de ferramentas, e com mais paradas, a produção
acaba também diminuindo.
Coppini (2015) apresentou as variações de seleção dos limites do
IME para diferentes cenários de fabricação. No caso de sistemas flexíveis,
o autor destaca que a utilização do conceito Just in Time diminui
consideravelmente o tempo de troca de ferramentas. Dispositivos de troca
rápida de ferramenta ou trocas automáticas de ferramentas pré-montadas
em magazines fazem com que o tempo de troca de ferramenta (𝑡𝑓𝑡) tenda
a zero. Deste modo, a velocidade de máxima produção (𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝), Equação
13, passa a assumir valores que tendem ao infinito e a 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 acaba
limitada pela rotação máxima da máquina-ferramenta, pelo diâmetro a ser
usinado da peça e em função das características e propriedades das
ferramentas.
82
4 METODOLOGIA
A metodologia foi dividida em três partes: procedimentos
experimentais, análise das condições econômicas de corte e simulação da
célula de flexível de manufatura. Primeiramente foram feitos os ensaios,
onde as taxas de desgaste e, consequentemente, a vida das ferramentas
foram determinadas. A partir dos resultados dos ensaios foram calculadas
as condições econômicas de corte e o Intervalo de Máxima Eficiência
para cada ferramenta foi estabelecido, conforme a Seção 3.9. A
simulação da célula flexível, composta de dois tornos CNC e um centro
de inspeção, foi feita no software Rockwell Arena® considerando os
dados de velocidade de corte obtidos na análise das condições.
4.1 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
Procedimentos experimentais foram necessários para a
determinação da vida das ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN
no torneamento do aço AISI 52100 com 50 HRC através da extrapolação
da taxa de desgaste com parâmetros tridimensionais, conforme a Seção
3.8. Os procedimentos experimentais foram baseados nos ensaios
realizados por Boing (2016) e Castro et al. (2018).
Esta seção aborda os procedimentos experimentais de usinagem
em duas partes. Primeiramente é dada uma visão geral dos ensaios em
termos de corpos de prova, ferramentas, parâmetros de corte, maquinário
utilizados e resultados esperados. A segunda parte descreve o
sequenciamento das etapas necessárias para a realização dos ensaios.
4.1.1 Visão geral dos ensaios
O processo de usinagem realizado pelas ferramentas nos ensaios
foi o torneamento na direção radial um corpo de prova de aço AISI 52100
50 ± 2 HRC, fornecido pela empresa Villares Metals, em forma de disco
conforme a Figura 29. O disco possui chanfros nos diâmetros interno e
externo com dimensões de 1x45º com o objetivo de minimizar os choques
na entrada e na saída da ferramenta.
83
Figura 29 - Geometria dos corpos de prova.
Fonte: Boing (2016).
Os corpos de prova foram fixados com um sistema de fixação
(Figura 30) especialmente desenvolvido para os ensaios. O material das
castanhas do sistema de fixação é o aço AISI 4340, tratado termicamente
com dureza de 40 HRC para não deformar a o corpo de prova (BOING,
2016).
Figura 30 - Sistema de fixação do corpo de prova.
Fonte: Acervo do grupo de pesquisa GUME.
As ferramentas utilizadas nos ensaios (Figura 31) foram fornecidas
pela empresa Sandvik Coromant®. O código da ferramenta de metal-duro
é SNMG 120408 - PM - classe 4315. A classe 4315 possui triplo
revestimento de TiCN/𝐴𝑙2𝑂3/TiN com espessura de aproximadamente 16
μm. A ferramenta de cerâmica possui o código SNGA120408T01020 -
classe 650 Esta cerâmica mista não é revestida e possui composição
química de 70% de 𝐴𝑙2𝑂3 e 30% de TiC. No caso do PCBN, o código é
SNGA 120408 S01030A - classe 7025. Esta ferramenta faz parte do grupo
ferramentas com baixo teor de CBN (60%) com fase ligante de cerâmica
e distribuição bimodal de grãos entre 1 e 3 μm. A Figura 31 ilustra os três
tipos de ferramentas utilizados nos ensaios.
84
Figura 31 - Ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN, respectivamente.
Fonte: Sandvik Coromant®.
Com relação aos parâmetros de corte dos ensaios, a única variável
foi a velocidade de corte (𝑣) dado que o processo escolhido tem caráter
de acabamento, os ensaios foram realizados em quatro velocidades de
corte: 120/150/187,5/234 m/min. Os valores da profundidade de corte
(𝑎𝑝) e do avanço (𝑓) foram mantidos em 0,2 mm e 0,08 mm/rev,
respectivamente. Estes valores, de parâmetros de corte, foram escolhidos
com base na recomendação para usinagem de materiais endurecidos
indicada por Klocke et al. (2011) (𝑣𝑐 ≈ 100-200 m/min, 𝑓 ≈ 0,05-0,15 mm
e 𝑎𝑝 ≈ 0,1-0,5 mm).
Todos experimentos foram conduzidos no Centro de Tecnologia e
Inovação em Fabricação (CTIF) do Centro Universitário de Brusque
(UNIFEBE), utilizando o maquinário disponível. O processo de
torneamento foi realizado no centro de torneamento GL240 da fabricante
ROMI® (Figura 32). Esta máquina-ferramenta possui potência nominal
do eixo árvore de 15kW, placa de três castanhas de 210 mm de diâmetro
(Figura 30) com fechamento hidráulico de 26 bar e rotação máxima de
4500 rpm.
85
Figura 32 - Centro de torneamento GL240.
Fonte: Autor.
A caracterização e análise do desgaste das ferramentas foram
realizadas através da metodologia de sobreposição de dados obtidos pelo
microscópio de foco infinito modelo Infinite Focus G5 da fabricante
Alicona® (Figura 33), conforme Boing (2016).
Figura 33 - Infinite Focus G5 (Alicona®).
Fonte: Boing (2017).
86
Além do desgaste, a rugosidade foi medida durante os ensaios.
Apesar de não ser o foco do trabalho, a medição de rugosidade teve como
objetivo acompanhar a qualidade da superfície já que os ensaios têm
caráter de acabamento. As medições foram realizadas utilizando um
rugosímetro Mitutoyo® modelo SJ-310, conforme a Figura 34.
Figura 34 - Medição de rugosidade da peça (SJ-310 - Mitutoyo®).
Fonte: Autor.
O mecanismo de desgaste de adesão pode interferir na medição do
desgaste das ferramentas quando analisadas pela metodologia de
sobreposição das imagens da ferramenta obtidas pelo microscópio de foco
infinito. Como explicado anteriormente, a adesão pode alterar o resultado
da medição ao apresentar um volume de material removido (𝑊𝑅𝑀) menor
que o real devido à presença de material aderido na ferramenta
proveniente da peça. Deste modo, as medições dos parâmetros
tridimensionais foram realizadas após a limpeza das ferramentas. O
processo de remoção de material aderido foi realizado através de um
banho de ácido sulfúrico (𝐻2𝑆𝑂4) em uma cuba ultrassônica modelo
YX2000A da fabricante Ya Xun®, conforme a Figura 35.
87
Figura 35 – Banho de 𝐻2𝑆𝑂4.
Fonte: Autor.
Conforme descrito no início da seção, os ensaios foram realizados
nos três tipos de ferramentas em quatro velocidades diferentes. Conforme
a limitação do trabalho (Seção 1.3), paras as ferramentas de PCBN e
cerâmica foram realizadas duas réplicas e somente uma réplica foi
ensaiada com a ferramenta de metal-duro. Deste modo, foram feitos 20
ensaios de vida de ferramenta neste estudo.
Após os ensaios, os valores de volume de material removido da
ferramenta (𝑊𝑅𝑀) medidos foram inseridos no modelo matemático de
Castro et al. (2018) para a determinação da taxa de desgaste e
consequentemente a vida da ferramenta.
A visão geral dos procedimentos experimentais, juntamente com
os resultados esperados, pode ser vista na Figura 36.
Figura 36 - Visão geral dos procedimentos experimentais.
Fonte: Autor.
88
4.1.2 Sequenciamento dos ensaios
Inicialmente foram decididos a quantidade e os intervalos de
medição. Conforme o trabalho de Castro et al. 2018, após a medição da
superfície de referência, foram efetuadas 5 medições de desgaste das
ferramentas a cada dois passes. Sendo assim, cada gume realizou 10
passes no total. Os intervalos de medição, tempo de usinagem de dois
passes, variaram conforme a velocidade corte. Para as velocidades de
corte de 120/150/187,5/234 m/min os intervalos de medição foram de
144/116/92/72 segundos, respectivamente.
Os ensaios começaram com a escolha do gume da ferramenta a ser
avaliado. O gume foi limpo com álcool etílico 95% para a remoção de
qualquer impureza que pudesse afetar a medição do microscópio de foco
infinito. Primeiramente, efetuou-se a caracterização da microgeometria
da ferramenta e da superfície de referência da ferramenta. A Figura 37
demonstra a ferramenta de PCBN, em um porta-ferramenta dedicado,
sendo medida pelo microscópio de foco infinito.
Figura 37 - Medição da ferramenta.
Fonte: Autor.
Após a obtenção dos dados iniciais de referência da ferramenta
foram realizados os primeiros dois passes no corpo de prova. A Figura 38
apresenta o processo de torneamento radial realizado no corpo de prova.
89
Figura 38 - Torneamento do corpo de prova.
Fonte: Autor.
Realizados os dois passes, a ferramenta e o corpo de prova foram
retirados do centro de torneamento para as medições. A rugosidade do
corpo de prova foi medida pelo rugosímetro (Figura 34), as medições
foram feitas em 3 pontos do corpo de prova (120°/240°/360°). Antes da
medição de desgaste, a ferramenta foi limpa em um banho de ácido
sulfúrico (𝐻2𝑆𝑂4) na cuba ultrassônica por 30 minutos (Figura 35). Após
a limpeza, os parâmetros tridimensionais de desgaste foram medidos.
A cada troca de ferramenta, a superfície do corpo de prova foi
preparada com um passe de correção utilizando uma ferramenta de metal-
duro, classe 4315. Durante todos os reposicionamentos das peças nas
castanhas um relógio comparador com base magnética foi utilizado para
verificar a existência de desvio de batimento3, conforme a Figura 39. Caso
necessário, o chanfro do corpo de prova era refeito.
3 O batimento representa a variação máxima admissível da posição de um elemento ao
girar em torno de um eixo de referência sem que haja deslocamento axial.
90
Figura 39 - Medição de desvio de batimento do corpo de prova.
Fonte: Autor.
Com o corpo de prova devidamente preparado, um novo ciclo era
iniciado até atingir o décimo passe do gume. A Figura 40 apresenta um
fluxograma que resume todas as etapas do ciclo do ensaio para um gume
da ferramenta.
Figura 40 - Fluxograma dos ensaios.
Fonte: Autor.
4.2 ANÁLISE DAS CONDIÇÕES ECONÔMICAS DE CORTE
A análise das condições econômicas de corte foi composta pelas
seguintes etapas: determinação da vida das ferramentas, determinação do
tempo total de usinagem por peça (tt), cálculo do custo de fabricação por
peça (C𝑝) e estabelecimento do Intervalo de Máxima Eficiência para cada
ferramenta.
91
4.2.1 Determinação da vida das ferramentas (T)
A determinação da vida das ferramentas foi feita utilizando o
modelo matemático, de extrapolação da taxa de desgaste a partir
parâmetros tridimensionais, descrito na Seção 3.8.
Os dados de entrada do modelo matemático foram as cinco
medições do volume de material removido da ferramenta (𝑊𝑅𝑀),
justamente com seus respectivos instantes de tempo de medição (𝑡𝑖), de
cada ensaio realizado. Assim, pode-se calcular a taxa de desgaste da
ferramenta (𝑊𝑅𝑅𝑀) a partir da Equação 6.
Conforme Castro et al. (2018), o valor do fator de estabilidade (δ)
e do coeficiente corretivo (𝑅) foi definido em 7° e 7%, respectivamente.
Para a determinação da vida da ferramenta a partir da 𝑊𝑅𝑅𝑀 foi utilizado
como critério de fim de vida da ferramenta o máximo volume de material
removido da ferramenta (𝑊𝑅𝑀 𝑚á𝑥). O valor de 𝑊𝑅𝑀 𝑚á𝑥 para as
ferramentas de cerâmica e PCBN foi de 8.800.000 𝜇𝑚3. No caso da
ferramenta de metal-duro, foi considerado o valor de 800.000 𝜇𝑚3 devido
à sua performance, no torneamento de materiais endurecidos, estar ligada
diretamente ao seu revestimento e com a exposição do substrato da
ferramenta o desgaste é demasiado. (BOING, 2016).
A equação de Taylor, Equação 1, apresentada na Seção 3.6
permitiu a criação das curvas de vida, dentro do intervalo de velocidades
de corte ensaiados, a partir dos valores de vida da ferramenta (T)
calculados pela Equação 8.
4.2.2 Tempo total de usinagem por peça (𝐭𝐭)
Primeiramente foram determinadas as características da família de
produtos a serem torneadas na célula flexível de manufatura composta de
dois tornos CNC. Conforme os ensaios realizados, optou-se por três tipos
discos com furos que passam pelo processo de faceamento com mesmo
estilo de geometria dos utilizados nos ensaios. A Figura 41 apresenta a
geometria dos discos da família de produtos considerada para as
simulações.
92
Figura 41 - Discos da família de produtos.
Fonte: Autor.
O discos possuem diâmetros variados e são assimétricos, ou seja,
as dimensões dos furos em cada lado não são as mesmas. A intenção da
assimetria é obter tempos de processamento diferentes para cada lado da
peça. A Tabela 2 apresenta os três tipos de produtos e suas respectivas
dimensões de raio externo (𝑅0) e raios internos (𝑅𝑖), em milímetros.
Tabela 2 - Dimensões dos discos.
Produto 𝑅0 [mm] 𝑅𝑖1[mm] 𝑅𝑖2[mm]
A 62,5 12,5 25
B 100 50 75
C 150 50 -
Fonte: Autor.
Destaca-se, conforme o Tabela 2, que os produtos A e B
necessitam do processo de faceamento nos dois lados. Enquanto o
produto C pode ser considerado uma tampa que requer o acabamento em
somente uma de suas faces.
Os parâmetros fixos de tempo relacionados ao processo, como o
tempo de preparação (𝑡𝑝𝑟), tempo de troca de ferramenta (𝑡𝑓𝑡), tempo de
troca de carga e descarga (𝑡𝑐𝑔/𝑑𝑔), tempo de controle de qualidade (𝑡𝑐𝑞),
e o tempo de aproximação e afastamento da ferramenta (𝑡𝑎𝑝/𝑓𝑎), podem
ser visualizados no Tabela 3. Esses parâmetros foram baseados no
procedimento experimental realizado.
93
Tabela 3 - Parâmetros fixos de tempo.
Parâmetro Valor determinado
tempo de preparação (𝑡𝑝𝑟) 25 min
tempo de troca de ferramenta (𝑡𝑓𝑡) 0,5 min
tempo de carga e descarga (𝑡𝑐𝑔/𝑑𝑔) 1 min
tempo de controle de qualidade (𝑡𝑐𝑞) 0,5 min
tempo de aproximação e afastamento (𝑡𝑎𝑝/𝑎𝑓) 0,2 min
Fonte: Autor.
Seguindo também os ensaios, os valores da profundidade de corte
(𝑎𝑝) e do avanço (𝑓) foram mantidos em 0,2 mm e 0,08 mm/rev,
respectivamente.
Definidos os valores de vida de cada ferramenta, a geometria das
peças e os parâmetros de tempo e de corte, o tempo total de usinagem por
peça (𝑡𝑡) foi calculado, pela Equação 9, para o intervalo de velocidade de
corte dos ensaios de 120-234 m/min. A velocidade máxima de produção
(𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝), que representa o limite superior do Intervalo de Máxima
Eficiência (IME), foi determinada pela Equação 13.
4.2.3 Custo de fabricação por peça (𝐂𝒑)
De acordo com a Equação 10, para o cálculo dos custos de
fabricação são necessários os valores dos custos de ferramentas por gume
(𝐶𝑎), sendo que todas as ferramentas possuem 8 gumes, e máquina e
operador por hora (S).
Os valores de aquisição das três ferramentas utilizadas nos ensaios,
conforme o catálogo da Sandvik Coromant®, e seus respectivos 𝐶𝑎 são
apresentados no Quadro 6.
Quadro 6 – Valores de aquisição das ferramentas.
Ferramenta Valor 𝐶𝑎
Metal-duro SNMG 120408 – PM4315 R$ 65,29 R$ 8,16
Cerâmica SNGA120408T01020 – 650 R$ 70,10 R$ 8,76
PCBN SNGA 120408 S01030A – 7025 R$ 1.106,53 R$138,32
Fonte: Autor.
Destaca-se o valor de aquisição da ferramenta de PCBN, aproximadamente quinze vezes maior do que o valor das ferramentas de
metal-duro e cerâmica.
A máquina considerada para o cálculo de custos foi o Centro de
Torneamento GL240 (Figura 32) utilizado nos ensaios com valor de
94
aquisição de R$ 380.000,00. O horizonte de tempo considerado foi de
dois turnos (8 horas cada) nos 252 dias úteis do ano. A Tabela 4 apresenta
os demais parâmetros utilizados na Equação 13.1 para o cálculo do S.
Tabela 4 - Parâmetros de cálculo de hora homem máquina S.
Parâmetro Valor
𝐻 − ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠 𝑚á𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑎𝑛𝑜 (2 turnos)
𝐶𝑎𝑖 − 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑎𝑞𝑢𝑖𝑠𝑖çã𝑜 𝑚á𝑞. 𝐼𝑚á𝑞 − 𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑎 𝑚á𝑞.
𝑇𝑚á𝑞 − 𝑣𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑟𝑒𝑣𝑖𝑠𝑡𝑎 𝑑𝑎 𝑚á𝑞.
4.032 horas
R$ 380.000,00
3 anos
10 anos
𝑗 − 𝑡𝑎𝑥𝑎 𝑑𝑒 𝑗𝑢𝑟𝑜𝑠 𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 12%
𝐶𝑐𝑚 − 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 𝑚𝑎𝑛𝑢𝑡𝑒𝑛çã𝑜 R$ 12.000,00
𝐶𝑑𝑖𝑣 − 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 𝑚𝑒𝑖𝑜 𝑎𝑢𝑥. R$ 15.000,00
𝑆ℎ − 𝑐𝑢𝑠𝑡𝑜 ℎ𝑜𝑟𝑎 ℎ𝑜𝑚𝑒𝑚 𝑐𝑜𝑚 𝑒𝑛𝑐𝑎𝑟𝑔𝑜𝑠 R$ 28,12/hora
Fonte: Autor.
O custo de hora homem 𝑆ℎ foi considerado a partir de o salário de
operador de R$ 2.500,00 mensais, trabalhando em um turno de 8 horas,
juntamente com o acréscimo de 80% do valor em encargos. O valor
calculado do custo hora máquina 𝑆𝑚, conforme a Equação 11.1, foi de R$
24,04 por hora. Somando-se o 𝑆𝑚 ao valor de R$ 28,12 de 𝑆ℎ, o custo
hora homem máquina (S) resultou em R$ 52,16.
O custo de fabricação por peça (𝐶𝑝) foi calculado pela Equação 10,
também para o intervalo de velocidade de corte dos ensaios, de 120-234
m/min, utilizando os parâmetros de custos e tempo supracitados e os
valores de tempo vida de ferramenta (T) obtidos na Seção 4.2.1. A
velocidade de mínimo custo (𝑣𝑐𝑚𝑐), a qual representa o limite inferior do
Intervalo de Máxima Eficiência (IME), foi determinada pela Equação 12.
4.3 SIMULAÇÃO
O software utilizado para as simulações da célula flexível de
manufatura foi o Rockwell Arena®. Este ambiente gráfico permite a
simulação discreta de eventos através da modelagem de processos,
animação, análise estatística e de resultados.
4.3.1 Modelo da célula flexível de usinagem
A célula flexível de usinagem modelada é composta por duas
estações de processamento contendo um torno CNC cada, uma estação de
inspeção e uma estação de carga e descarga da célula. Dois robôs fazem
95
a movimentação das peças: um robô dedicado exclusivamente para a
estação de carga e descarga e um AGV que transporta peças por entre as
estações. A Figura 42 ilustra uma representação gráfica da célula flexível
de usinagem a ser modelada.
Figura 42 - Célula flexível de usinagem.
Fonte: Autor.
A Figura 42 mostra o arranjo físico escolhido para a célula flexível
de usinagem. As distâncias, em metros, entre as estações são apresentadas
na Tabela 5.
Tabela 5 - Distâncias entre estações.
Distâncias C/D Torno 1 Torno 2 Inspeção
C/D - 3 m 4,24 m 3 m
Torno 1 3 m - 3 m 4,24 m
Torno 2 4,24 m 3 m - 3 m
Inspeção 3 m 4,24 m 3 m -
Fonte: Autor.
As variações nas sequências de fabricação da família de produtos
na célula configuram o modelo job shop de movimentação de peças, ou
seja, não necessariamente unidirecional. A proximidade entre as estações
permite rápida movimentação das peças. A Tabela 6 apresenta a
sequência das operações do lote das peças A, B e C.
96
Tabela 6 - Sequência de operações das peças A, B e C. Peça Operação 1 Operação 2 Operação 3 Operação 4 Operação 5
A C/D Torno 1 Torno 2 Inspeção C/D
B C/D Torno 1 Torno 2 Inspeção C/D
C C/D Torno 2 Inspeção C/D -
Fonte: Autor.
A proporção dos tipos de peças foi arbitrariamente escolhida em
30% do total de peças tipo A, 50% do tipo B e 20 % do tipo C. O intervalo
de chegada das peças ao sistema foi determinado por uma distribuição
exponencial com média de quatro minutos. As filas das estações tiveram
prioridade de processamento segundo a regra FIFO (First In First Out - Primeiro que Entra, Primeiro que Sai) e as estações têm capacidade de
processar somente um produto por vez.
Os tempos de processamento das operações nos tornos de cada
peça dependem das velocidades de corte escolhidas com base nas Seções
5.2.2. e 5.2.3. A duração do processo de inspeção foi determinada em 30
segundos. O intervalo de troca de ferramentas também está relacionado
com a velocidade de corte escolhida e foi tratado como evento de falha
nas máquinas durante a simulação. Para a operação de carga e descarga
efetuada pelo robô no AGV considerou-se a duração de 15 segundos,
independentemente do tipo de peça. O transporte é realizado por um
sistema automatizado de movimentação do tipo AGV com capacidade de
carga uma peça e velocidade de 25 metros por minuto. O AGV realiza o
tempo de carga e descarga, das peças nos tornos CNC, em um minuto.
A simulação tem como objetivo avaliar a carga máquina dos tornos
CNC na velocidade de corte de mínimo de máxima produção (𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝) das
ferramentas ensaiadas e reduzir o custo de fabricação por peça (𝐶𝑃) ao
diminuir a ociosidade utilizando ferramentas e parâmetros de corte menos
custosos.
97
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES
Os resultados e discussões seguem a sequência apresentada na
metodologia. Primeiramente são apresentados os resultados dos ensaios
de vida das ferramentas com base taxa de desgaste. Em seguida são
discutidos os resultados da análise das condições econômicas de corte e
das simulações.
5.1 TAXA DE DESGASTE
O desgaste das ferramentas durante os ensaios foi medido
conforme a metodologia utilizada para a avaliação do desgaste das
ferramentas pela sobreposição das imagens obtidas com o microscópio de
foco infinito da fabricante Alicona® (Figura 33) descrita na Seção 3.7.
As cinco medições ocorreram a cada dois passes. Em caso de quebra de
ferramenta, as medições foram interrompidas. O principal parâmetro
tridimensional analisado foi o volume de material removido da
ferramenta (𝑊𝑅𝑀) sendo que os valores considerados foram a média das
duas réplicas de cada ensaio.
Os resultados das sobreposições das imagens para a ferramenta de
metal-duro após os ensaios de torneamento são apresentados na Figura
43.
98
Figura 43 - Desgaste ferramenta de metal-duro.
Fonte: Autor.
99
Destaca-se a visível falha prematura da ferramenta, através do
grande volume de material removido da ferramenta (𝑊𝑅𝑀), no oitavo
passe e no quarto passe para as velocidades de corte de 187,5 (Figura 42c)
e 234 (Figura 42d) m/min, respectivamente. Deste modo, a análise da
ferramenta de metal-duro será limitada à velocidade de 150 m/min. O
resultado vai ao encontro da afirmação de Klocke et al. (2011) com
relação à utilização de ferramentas de metal-duro somente em
velocidades mais baixas.
Aa ferramenta de cerâmica suportou todas as velocidades de corte
ensaiadas devido à sua alta resistência à temperatura e elevado ponto de
fusão. Na condição mais extrema dos ensaios, velocidade de corte de 234
m/min, o desgaste apresentado pela ferramenta de cerâmica foi de
645.469 𝜇𝑚3. Os resultados de desgaste da ferramenta de cerâmica para
as velocidades ensaiadas são mostrados na Figura 44.
100
Figura 44 - Desgaste da ferramenta de cerâmica.
Fonte: Autor.
101
A ferramenta de PCBN também suportou todas as velocidades de
corte ensaiadas. Entretanto, apresentou maior desgaste que a cerâmica em
velocidades de corte maiores. A Figura 45 mostra os resultados de
desgaste da ferramenta de PCBN nas velocidades de corte ensaiadas.
102
Figura 45 - Desgaste da ferramenta de PCBN.
Fonte: Autor.
103
A Tabela 7 compila os valores médios de volume de material
removido (𝑊𝑅𝑀) das ferramentas para as velocidades de corte ensaiadas.
Numa análise preliminar, nota-se o menor valor de 𝑊𝑅𝑀 na ferramenta de
cerâmica em velocidades mais altas. Para velocidades mais baixas, a
ferramenta de PCBN apresentou o menor desgaste. Tabela 7 - Volume de material removido da ferramenta por velocidade de corte
ao final de cada ensaio.
𝑣𝑐[m/min] Volume de material removido 𝑊𝑅𝑀 [𝜇𝑚3]
Metal-duro 4315 Cerâmica 650 PCBN 7025 120 198.090 307.279 129.861 150 248.579 400.093 298.484
187,5 - 535.083 636.617 234 - 645.469 1.191.764
Fonte: Autor.
5.2 ANÁLISE DAS CONDIÇÕES ECÔNOMICAS DE CORTE
5.2.1 Determinação de vida das ferramentas
Os dados e os intervalos de tempo de todas as cinco medições de
cada ensaio realizado foram inseridos em um aplicativo especialmente
desenvolvido pelo Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação
(CTIF) da UNIFEBE para o cálculo da taxa de desgaste tridimensional.
Os resultados gerados pelo aplicativo são baseados nas equações
propostas por Castro et al. (2018) apresentadas na Seção 3.8. A Figura 46
apresenta um exemplo da utilização do aplicativo para o ensaio da
ferramenta de PCBN na velocidade de corte de 234 m/min. Nota-se que
após o preenchimento dos valores de intervalo de tempo e 𝑊𝑅𝑀, o gráfico
da taxa de desgaste tridimensional é gerado. A partir do gráfico da taxa
de desgaste, os critérios de progressividade e estabilidade foram testados
e validados conforme a Seção 3.8.
104
Figura 46 - Cálculo da taxa de desgaste da ferramenta de PCBN a 234 m/min.
Fonte: CTIF.
Os valores dos ângulos 𝜔𝑖 muito próximos de 45° demonstram o
alinhamento das medições na curva da taxa de desgaste e comprovam a
estabilidade do modelo matemático utilizado. A mesma tendência de
105
estabilidade foi percebida nos outros cálculos dos ensaios realizados. No
caso do ensaio da ferramenta de PCBN a 234 m/min, a taxa de desgaste
(𝑊𝑅𝑅𝑀) calculada foi de 3.414 𝜇𝑚3/𝑠 e considerando o critério de fim
de 8.800.000 𝜇𝑚3 de volume de material removido da ferramenta o tempo
de vida da ferramenta foi determinado em 40 minutos.
A Tabela 8 compila os resultados das médias das réplicas da taxa
de desgaste e vida de ferramenta para as ferramentas de metal-duro,
cerâmica e PCBN nas quatro velocidades de corte ensaiadas. Tabela 8 - Médias dos resultados de taxa de desgaste de vida de ferramenta.
Metal-duro 4315 Cerâmica 650 PCBN 7025
𝑣𝑐[m/min] 𝑊𝑅𝑅𝑀
[𝜇𝑚3/𝑠]
Vida T
[min] 𝑊𝑅𝑅𝑀
[𝜇𝑚3/𝑠]
Vida T
[min] 𝑊𝑅𝑅𝑀
[𝜇𝑚3/𝑠]
Vida T
[min]
120 281 44 444 310 182 756
150 417 30 718 191 552 250
187,5 - - 1206 114 1486 93
234 - - 1878 73 3407 40
Fonte: Autor.
Baseada nos dados da Tabela 8, a Figura 47 apresenta graficamente
as curvas de taxa de desgaste para cada uma das três ferramentas na faixa
de velocidades de corte realizadas nos ensaios.
106
Figura 47 - Curvas de taxa de desgaste das ferramentas de metal-duro, cerâmica
e PCBN.
Fonte: Autor.
Conforme a Figura 47, em velocidades mais baixas, ou seja, entre
120 e 150 m/min, as ferramentas possuem uma inclinação
aproximadamente constante da taxa de desgaste. Esta tendência é também
observada para as ferramentas de metal-duro, até seu limite de aplicação
de 150 m/min, e de cerâmica por toda a faixa de velocidade de corte do
procedimento experimental. Por outro lado, ferramenta de PCBN
apresenta o menor desgaste nas velocidades de corte mais baixas, porém
a partir de 150 m/min, a inclinação de sua curva aumenta
consideravelmente fazendo com que seja a ferramenta com maior
desgaste nas velocidades de corte mais altas, acima de 180 m/min, com
valor médio de 3.407 𝜇𝑚3/𝑠 na velocidade de corte de 234 m/min.
Os valores de vida (T) de cada ferramenta, determinados pela taxa
de desgaste, exibidos na Tabela 8 foram utilizados para criação das curvas
de vida das ferramentas (Figura 48) a partir da Equação de Taylor. Os
valores das constantes k e 𝐶𝑣 calculados, para cada ferramenta, podem ser
vistos na Tabela 9.
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
100 150 200 250
Taxa
de
des
gast
e μ𝑚
3/s
Velocidade de corte
Cerâmica PCBN Metal-duro
𝑣𝑐 [m/min]
107
Tabela 9 - Constantes da Equação de Taylor.
Ferramenta k 𝐶𝑣
Metal-duro SNMG 120408 – PM4315 -1.81 2.54E+05
Cerâmica SNGA120408T01020 – 650 -2.16 9.57E+06
PCBN SNGA 120408 S01030A – 7025 -4.39 9.96E+11
Fonte: Autor.
Figura 48 - Curvas de vida das ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN.
Fonte: Autor.
Destaca-se na Figura 48 a nítida diferença de vida entre as
ferramentas na velocidade de corte de 120 m/min. A ferramenta de PCBN
apresenta vida, aproximadamente, duas vezes maior que a cerâmica e
dezessete vezes maior que o metal-duro. Com relação à performance, a
ferramenta de metal-duro mostrou fraco desempenho comparado com as
outras ferramentas nas velocidades de corte em que é aplicável. Nesse
caso, sua utilização pode ser justificada somente por motivos econômicos.
Assim como no gráfico da taxa de desgaste (Figura 47), as ferramentas de
cerâmica e PCBN possuem ponto de transição, próximo de 180 m/min. A
partir deste ponto, em velocidades mais altas, a ferramenta de cerâmica
apresenta maior tempo de vida. Este fato se mostra interessante pelo valor
da ferramenta de cerâmica ser cerca de dezesseis vezes menor que o
PCBN, conforme o Quadro 6.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
100 120 140 160 180 200 220 240 260
Vid
a fe
rram
enta
T [
min
]
Velocidade de corte
Cerâmica PCBN Metal-duro
𝑣𝑐 [m/min]
108
5.2.2 Tempo total de usinagem por peça (𝐭𝒕)
Conforme os parâmetros de tempo estabelecidos na Seção 4.2.2, o
tempo total de usinagem foi calculado para cada operação da família de
peças apresentada na Tabela 2. A face da peça A contendo o raio interno
(Ri) de 12,5 mm foi escolhida para exemplificar o comportamento dos
resultados obtidos. Os demais resultados para as outras peças, ver
Apêndice B, seguem a mesma tendência das relações entre as
ferramentas, porém com magnitudes diferentes visto que o tempo de corte
para as faces de cada peça varia. A Figura 49 apresenta os tempos de
usinagem da face da peça A para as velocidades de corte ensaiadas.
Figura 49 - Tempo total de usinagem para face da peça A.
Fonte: Autor.
Primeiramente, nota-se na Figura 49 que as curvas das três
ferramentas seguem a mesma tendência de redução do valor de tempo
com o aumento da velocidade de corte. As ferramentas de cerâmica e
PCBN têm praticamente os mesmos valores de t𝑡. Este comportamento é
observado devido aos altos tempos de vida T obtidos por ambas as
ferramentas na faixa de velocidades de corte ensaiadas, os quais acabam
gerando pouca variação na parcela de tempo 𝑛𝑡
𝑍. 𝑡𝑓𝑡 relacionada com a
com a frequência de troca de ferramenta da Equação 9. Por outro lado, a
2.6
2.8
3.0
3.2
3.4
110 130 150 170 190 210 230
Tem
po
to
tal
de
usi
nag
em p
or
peç
a [t
t]
Velocidade de corte vc [min]
Cerâmica PCBN Metal-duro
109
ferramenta de metal-duro apresenta tempos de vida bem menores (Figura
48). Assim sendo, as trocas de ferramenta são mais frequentes
influenciando no aumento dos valores de t𝑡 na faixa de velocidades de
corte em que a ferramenta é aplicável.
É visível que nenhuma das três ferramentas atingiram a velocidade
de máxima produção (𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝) pois não há ponto de inflexão nas curvas,
as quais ainda estão na sua faixa descendente. Este resultado vai ao
encontro da afirmação de Coppini (2015) para sistemas flexíveis, onde o
tempo de troca de ferramenta (𝑡𝑓𝑡) próximo a zero faz com que a 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝
assuma valores tendendo ao infinito. Deste modo, utilizando a Equação
13 calculou-se a 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 para as três ferramentas. Conforme a Equação 13,
a 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 depende somente de 𝑡𝑓𝑡 e das constantes k e 𝐶𝑣. Logo, a
velocidade de máxima produção é única para o par ferramenta-peça e tipo
de operação, nesse caso o faceamento. Assim, a 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 não varia
conforme geometria das peças, variações dos diâmetros, A, B e C. A
Tabela 10 apresenta os valores de 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 para cada ferramenta ensaiada.
Tabela 10 - Velocidades máxima produção.
Ferramenta 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 [m/min]
Metal-duro SNMG 120408 – PM4315 1.617
Cerâmica SNGA120408T01020 – 650 2.201
PCBN SNGA 120408 S01030A – 7025 482
Fonte: Autor.
Conforme a Seção 4.2.2, o 𝑡𝑓𝑡 considerado para o estudo foi de 0,5
min. Destaca-se os valores de 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 muito superiores às velocidades de
corte dos procedimentos experimentais. Usando o exemplo para a face
com raio interno de 12,5 mm da peça A, para atingir a menor 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 entre
as ferramentas, ferramenta de PCBN (482 m/min), a rotação necessária
na máquina seria de 6.140 rpm. A máquina-ferramenta utilizada nos
ensaios possui rotação máxima na faixa de 4.500 rpm. Deste modo, é
inviável a utilização das 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 no estudo devido à limitação de
capacidade da máquina e também pelo fato de que ensaios os ensaios
foram feitos até a velocidade 234 m/min e não se pode garantir o
comportamento das ferramentas em velocidades de corte maiores.
5.2.3 Custo de fabricação por peça (𝐂𝐩)
A partir da Equação 10, os custos de fabricação por peça para as
três ferramentas foram calculados utilizando os principais parâmetros de
110
custos de fabricação, 𝐶𝑎 e S, determinados na Seção 4.2.3. O valor do
custo de fabricação por peça também depende do tempo de corte (𝑡𝑐), assim cada operação da família de peças terá um custo diferente.
Novamente a face contendo o raio de 12,5 mm da peça A foi escolhida
para exemplificar os resultados. As demais curvas de custos encontram-
se no Apêndice B. Assim como nos resultados de 𝑡𝑡 as curvas de custos
apresentaram as mesmas tendências, variando somente a magnitude do
valor dos custos devido aos diferentes tempos de corte de cada operação.
A Figura 50 apresenta o resultado do 𝐶𝑝 para as três ferramentas nas
velocidades de corte ensaiadas.
Figura 50 - Custo de fabricação por peça para face da peça A.
Fonte: Autor.
Conforme a Figura 50, nota-se claramente a dominância da
ferramenta de cerâmica em relação às outras ferramentas para toda a faixa
de velocidades de corte ensaiadas. Observa-se que somente a ferramenta
de PCBN possui o ponto de inflexão, de velocidade de mínimo custo
𝑣𝑐𝑚𝑐, dentro da faixa de velocidades de corte ensaiadas. O alto valor de aquisição da ferramenta de PCBN (Quadro 6) juntamente com o grande
aumento da sua taxa de desgaste em velocidades de corte mais altas,
conforme Figura 47, contribuíram para este fenômeno. No caso das
ferramentas de metal-duro e cerâmica, suas curvas de taxa de desgaste
$2.00
$2.50
$3.00
$3.50
$4.00
$4.50
$5.00
110 130 150 170 190 210 230
Cust
o d
e fa
bri
caçã
o p
or
peç
a
Velocidade de corte
Cerâmica PCBN Metal-duro
𝑣𝑐 [m/min]
𝐶𝑝
111
(Figura 47) apresentaram-se com inclinação praticamente constante não
atingindo os altos níveis de desgaste como o PCBN. Está tendência
juntamente com o baixo valor de aquisição faz com que as curvas de
custos de fabricação de ambas ferramentas estejam ainda na descendente
e seus valores de 𝑣𝑐𝑚𝑐 não atingidos. O metal-duro apresenta maior custo
por peça em relação à cerâmica devido ao menor desempenho em termos
de número de peças fabricadas por ferramenta pela sua menor vida nas
faixas de velocidade de corte em que é aplicável (Figura 48).
As velocidades de mínimo custo foram calculadas através da
Equação 12 e estão apresentadas na Tabela 11.
Tabela 11 - Velocidade de mínimo custo.
Ferramenta 𝑣𝑐𝑚𝑐 [m/min]
Metal-duro SNMG 120408 – PM4315 310
Cerâmica SNGA120408T01020 – 650 536
PCBN SNGA 120408 S01030A – 7025 129
Fonte: Autor.
Do mesmo modo que na análise do 𝑡𝑡, na Seção 5.2.2, as
velocidades de corte de mínimo custo, com exceção do PCBN, ficaram
limitadas pela capacidade da máquina-ferramenta e da faixa de
velocidades escolhida para os procedimentos experimentais. Com relação
à ferramenta de metal-duro, o limite já foi determinado diretamente pelos
ensaios em 150 m/min e a ferramenta não tem a capacidade de atingir sua
𝑣𝑐𝑚𝑐 de 310 m/min. No caso da cerâmica, sua 𝑣𝑐𝑚𝑐 de 536 m/min é
impraticável pela máquina-ferramenta utilizada e não é possível garantir
que a ferramenta suporta condições impostas por velocidades de corte
maiores que as ensaiadas nesse estudo. O modelo não prevê a quebra da
ferramenta, simplesmente determina os pontos de inflexão extrapolando
as curvas geradas pelos ensaios.
Nota-se, principalmente, o avanço das ferramentas atuais em
termos da relação preço e desempenho. As ferramentas de cerâmica e
metal-duro mostraram um comportamento mais estável com relação à
taxa desgaste nas velocidades de corte ensaiadas (Figura 47), do que a
ferramenta de PCBN, com um valor substancialmente menor. Este fato
apresentou-se em altas velocidades de mínimo custo (𝑣𝑐𝑚𝑐) no modelo
matemático da análise das condições econômicas de corte. Outro fator
que pode afetar a 𝑣𝑐𝑚𝑐 são os custos relacionados com a máquina e mão
de obra por hora (S). Em sistemas flexíveis de manufatura o valor de
aquisição e manutenção dos equipamentos assim como a qualificação da
112
mão de obra são considerados custosos e influenciam no aumento do
valor de 𝑣𝑐𝑚𝑐, conforme a Equação 12.
5.2.4 Intervalo de Máxima Eficiência (IME)
A Seção 3.9.3 apresentou o conceito do intervalo de máxima
eficiência. Os cálculos dos limites inferiores e superiores do intervalo,
𝑣𝑐𝑚𝑐 e 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝, para cada ferramenta foram determinados nas Seções 5.2.2
e 5.2.3. Os limites dos IMEs calculados para as ferramentas são
apresentados na Tabela 12.
Tabela 12 - Limites do Intervalo de Máxima Eficiência.
Ferramenta 𝑣𝑐𝑚𝑐 [m/min] 𝑣𝑐𝑚𝑥𝑝 [m/min]
Cerâmica SNGA120408T01020 – 650 570 2.201
PCBN SNGA 120408 S01030A – 7025 134 482
Metal-duro SNMG 120408 – PM4315 334 1.617
Fonte: Autor.
Destaca-se, novamente, que a faixa de velocidade de corte
ensaiadas não englobou os intervalos de máxima eficiência das
ferramentas, com exceção da ferramenta de PCBN. Deste modo, para
melhor visualizar o intervalo de máxima eficiência, foram extrapoladas
as curvas de tempo e custos de cada ferramenta. As Figuras 51, 52 e 53
apresentam o IME para as ferramentas de cerâmica, PCBN e metal-duro,
respectivamente, a extrapolação das curvas é indicada pela linha
tracejada.
113
Figura 51 - Intervalo de Máxima Eficiência da ferramenta de cerâmica.
Fonte: Autor.
Figura 52 - Intervalo de Máxima Eficiência da ferramenta de PCBN.
Fonte: Autor.
2.0
2.2
2.4
2.6
2.8
3.0
3.2
3.4
$2.00
$2.20
$2.40
$2.60
$2.80
$3.00
100 400 700 1000 1300 1600 1900 2200 2500
Tem
po
to
tal
de
usi
nag
em p
or
peç
a
Cust
o d
e fa
bri
caçã
o p
or
peç
a
Velocidade de corte
IME
𝑣𝑐 [m/min]
𝐶𝑝
𝑡 𝑡[m
in]
𝐶𝑝
𝑡𝑡
2.2
2.4
2.6
2.8
3.0
3.2
3.4
$2.50
$3.00
$3.50
$4.00
$4.50
$5.00
100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Tem
po
to
tal
de
usi
nag
em p
or
peç
a
Cu
sto
de
fab
rica
ção
po
r p
eça
Velocidade de corte
IME
𝑣𝑐 [m/min]
𝐶𝑝
𝑡 𝑡[m
in]
𝐶𝑝
𝑡𝑡
114
Figura 53 - Intervalo de Máxima Eficiência da ferramenta de metal-duro.
Fonte: Autor.
A comparação dos intervalos de máxima eficiência para as três
ferramentas é mostrada na Figura 54. Nesta comparação, fica clara a
dominância da ferramenta de cerâmica, tanto em termos de custos como
de tempo de fabricação, no processo de faceamento do aço SAE 52100
com dureza de 50 HRC.
2.0
2.2
2.4
2.6
2.8
3.0
3.2
3.4
$2.40
$2.60
$2.80
$3.00
$3.20
$3.40
100 400 700 1000 1300 1600 1900 2200 2500
Tem
po
to
tal
de
usi
nag
em p
or
peç
a
Cust
o d
e fa
bri
caçã
o p
or
peç
a
Velocidade de corte
IME
𝑣𝑐 [m/min]
𝐶𝑝
𝑡 𝑡[m
in]
𝐶𝑝
𝑡𝑡
115
Figura 54 - Comparação entre os Intervalos de Máxima Eficiência das
ferramentas.
Fonte: Autor.
Com base nas Figuras 54, 53, 52, 51, é fato que o modelo ultrapassa
os limites físicos do par ferramenta-peça. Em termos econômicos, as
velocidades de corte que promoveram menores custos de fabricação por
peça para as ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN foram 150
m/min, 234 m/min e 129 m/min, respectivamente.
5.3 SIMULAÇÃO DA CÉLULA FLEXÍVEL DE USINAGEM
Conforme a metodologia da simulação apresentada na Seção 4.3,
foram feitas simulações, no software Rockwell Arena®, da célula flexível
de usinagem (Figura 42) utilizando os parâmetros obtidos nos cálculos
das condições econômicas de corte. As simulações visam realizar a
fabricação da família de produtos no menor tempo e custo possível. Assim
sendo, a abordagem escolhida para a simulação foi avaliar as taxas de
utilização dos tornos CNC aplicando, primeiramente, as velocidades de
corte para o menor tempo de produção. Deste modo, foi possível
identificar o torno mais ocioso no sistema e variar os parâmetros de corte
2.0
2.2
2.4
2.6
2.8
3.0
3.2
3.4
$2.00
$2.50
$3.00
$3.50
$4.00
$4.50
$5.00
100 400 700 1000 1300 1600 1900 2200 2500
Tem
po
to
tal
de
usi
nag
em p
or
peç
a
Cust
o d
e fa
bri
caçã
o p
or
peç
a
Velocidade de corte 𝑣𝑐 [m/min]
𝐶𝑝
𝑡 𝑡[m
in]
𝐶𝑝
𝑡𝑡
𝐶𝑝
𝐶𝑝
𝑡𝑡
𝑡𝑡
116
e ferramentas para aumentar sua carga máquina e diminuir o custo total
de fabricação mantendo o mesmo ritmo de produção do sistema.
Os resultados obtidos nas Seções 5.2.2 e 5.2.3 mostraram a
dominância da ferramenta de cerâmica, em relação ao metal-duro e
PCBN, em toda a faixa de velocidade de corte ensaiadas para o tempo
total de usinagem por peça (𝑡𝑡) e principalmente para o custo de
fabricação por peça (𝐶𝑝). Como as velocidades corte ensaiadas não foram
suficientes para a cerâmica atingir seu IME, as Figuras 48 e 49
demonstram que a 234 m/, a ferramenta apresenta seu menor tempo e
custo de fabricação, respectivamente.
No caso das ferramentas de metal-duro e PCBN percebe-se, na
Figura 49, que há um ponto de transição próximo de 130 m/min. Após
esse ponto a ferramenta de metal duro apresenta menor custo de
fabricação por peça até seu limite de aplicação de 150 m/min.
Desta forma, decidiu-se simular dois cenários diferentes.
Primeiramente simular o cenário com a ferramenta de cerâmica para obter
o menor custo possível de fabricação dos lotes da família de produtos.
Para o segundo cenário, a ferramenta de cerâmica, dominante, foi retirada
e a célula flexível de manufatura foi simulada utilizando as ferramentas
PCBN e metal-duro no mesmo ritmo de produção que o primeiro cenário.
5.3.1 Modelo da célula flexível de usinagem
As características gerais do modelo da célula flexível de usinagem
foram descritas na Seção 4.3.1. Com relação à simulação, foi considerado
um horizonte de tempo de 16 horas com 100 minutos de warm-up para
estabilização do sistema. A taxa de entrada de entidades do sistema foi
determinada por uma distribuição exponencial com média de quatro
minutos. Cada entidade criada tinha uma probabilidade, estipulada
arbitrariamente, de 30% de ser da peça A, 50% da peça B e 20% da peça
C. Deste modo, foram realizadas 10.000 replicações garantindo a
repetibilidade dos resultados. Conforme os parâmetros supracitados,
foram feitas pré-simulações para definir lotes médios de cada peça a partir
da quantidade de produtos gerados no modelo. Assim, o lote médio das
peças A, B e C foi de 64, 107 e 43, respectivamente. O parâmetro utilizado
pelo Arena para avaliar a variabilidade da criação das peças foi o half width, que consiste na meia largura do intervalo de confiança, ou seja,
para 95% das repetições, os valores de lotes médios obtidos estariam
dentro do intervalo de ± o valor de half width. Para as peças A, B e C o
valor do half width (Apêndice C) foi de 0,16, 0,20 e 0,13,
117
respectivamente. Deste modo, pode-se julgar que os valores, de lote
médio das peças, obtidos nas 10.000 repetições é confiável. A Tabela 13
resume as principais características e parâmetros utilizados para a
definição do modelo de simulação.
Tabela 13 - Características modelo da célula flexível de usinagem.
Características Valor
Tempo de simulação 960 minutos
Período de Warm-up 100 minutos
Número de repetições 10.000
Intervalo de chegada de peças EXPO(4)
Lote médio Peça A (%) 64 ± 0,16 peças (30%)
Lote médio Peça B (%) 107 ± 0,20 peças (50%)
Lote médio Peça C (%) 43 ± 0,13 peças (20%)
Ordem de filas FIFO
Capacidade estações 1 peça
Tipo de falha da ferramenta Contagem de peças
Velocidade AGV 25 m/min
Capacidade AGV 1 peça
Fonte: Autor.
O modelo de simulação da célula flexível de usinagem foi criado
utilizando o princípio de elementos e blocos do software ARENA. A
Figura 55 mostra a visão macro do modelo da célula flexível de usinagem.
118
Figura 55 - Modelo para a simulação da célula flexível de usinagem.
Fonte: Autor.
119
5.3.2 Cenário com ferramenta de cerâmica
Conforme os gráficos de tempo e custos de usinagem (Figuras 49
e 50), ao utilizar a ferramenta de cerâmica na velocidade de corte de 234
m/min obtém-se o menor tempo e custo de usinagem por peça. De acordo
com as sequências das peças apresentadas na Tabela 6 e o cálculo de 𝑡𝑡 pela Equação 9 para a velocidade de corte de 234 m/min, a Tabela 14
apresenta os tempos de usinagem de cada operação da família.
Tabela 14 - Tempos de processamento cenário da ferramenta de cerâmica. Peça Carga
[min]
Torno 1
[min]
Torno 2
[min]
Inspeção
[min]
Descarga
[min]
A 0,25 2,72 2,64 0,5 0,25
B 0,25 3,20 2,67 0,5 0,25
C 0,25 - 5,65 0,5 0,25
Fonte: Autor.
A frequência de troca de ferramentas foi determinada a partir do
número de peças usinadas estipulada pelo tempo de vida da ferramenta de
cerâmica na velocidade de 234 m/min para cada torno CNC. De acordo
com a Equação 1 e Figura 48, para a velocidade de corte de 234 m/min, a
vida da ferramenta de cerâmica (T) é de 73,3 minutos. O total de peças
usinadas por gume (𝑛𝑓𝑡) foi determinado pela divisão do tempo de vida
da ferramenta (T) pelo tempo de corte 𝑡𝑐 para cada operação. A partir das
operações e proporção dos lotes de peças foi determinado o número
médio de peças usinadas por gume para cada torno CNC. Os resultados
deste cálculo são mostrados nas Tabelas 15 e 16 para os tornos CNC 1 e
2, respectivamente.
Tabela 15 - Peças por gume da ferramenta de cerâmica no torno CNC 1.
Peça 𝑡𝑐 Z Z% 𝑛𝑓𝑡 Peças/gume
A1 0,63 min 64 38% 116 44
B1 1,23 min 107 62% 60 37
T 73,3 min Soma 81
Fonte: Autor.
120
Tabela 16 - Peças por gume da ferramenta de cerâmica no torno CNC 2.
Peça 𝑡𝑐 Z Z% 𝑛𝑓𝑡 Peças/gume
A2 0,55 min 64 30% 133 40
B2 0,73 min 107 50% 100 50
C 3,36 min 43 20% 22 4
T 73,3 min Soma 94
Fonte: Autor.
Conforme as Tabelas 15 e 16, o número de peças por gume dos
tornos CNC 1 e 2 é, em média, de 81 e 94 peças, respectivamente. Esse
valor foi usado como critério de falha da máquina, com tempo de duração
para a troca de ferramenta (𝑡𝑓𝑡) de 30 segundos, nas simulações.
A taxa média de utilização das estações, após as 10.000
simulações, pode ser vista na Tabela 17.
Tabela 17 - Taxas de utilização das estações - cenário com cerâmica.
Estação Média da taxa de utilização
Carga e descarga 12,47%
Torno CNC 1 60,39%
Torno CNC 2 81,27%
Inspeção 12,49%
Fonte: Autor.
O torno CNC 2 foi a estação com maior carga máquina média
(81,27%) e, consequentemente, o gargalo da célula flexível de usinagem.
Este resultado é plausível devido à quantidade de peças que são usinadas
no torno CNC 2 e seus respectivos tempos de fabricação. O valor de
próximo de 80% da utilização planejada da máquina pode ser considerado
aceitável na indústria, pois permite a absorção do aumento da demanda
sem a necessidade de terceirização.
O custo total de usinagem nos dois turnos simulados foi calculado
a partir da Equação 10 e do número dos lotes médios de cada peça (Z). A
Tabela 18 apresenta os valores de custos por operação das peças da
família de produtos e o custo total de usinagem no horizonte simulado.
Tabela 18 - Custos de usinagem por peça e dos lotes com cerâmica.
Peça Torno 1 Torno 2 Total/peça Z Custo lote
A R$ 2,44 R$ 2,36 R$ 4,80 64 R$ 307,20
B R$ 2,93 R$ 2,41 R$ 5,34 107 R$ 571,38
C - R$ 5, 31 R$ 5,31 43 R$ 228,33
Total R$ 5,37 R$ 10,08 R$ 15,45 214 R$ 1.106,91
Fonte: Autor.
121
O custo total de usinagem por peça do cenário com a ferramenta
de cerâmica foi de R$ 15,45. Para produzir os três lotes de peças, o custo
total foi de R$ 1.106,91,
5.3.3 Cenário com ferramenta de PCBN e metal-duro.
O intuito deste cenário com as ferramentas de PCBN e metal-duro
foi avaliar a possibilidade de redução dos custos de usinagem por peça ao
aproveitar o tempo ocioso do torno CNC não gargalo. Primeiramente, foi
feita a simulação utilizando somente ferramentas de PCBN na velocidade
de corte de 234 m/min nos dois tornos CNC para manter o mesmo ritmo
de produção em relação ao primeiro cenário. Após simulação, foi
identificado o torno mais ocioso e feito outra simulação utilizando a
ferramenta de metal-duro, na velocidade de corte de 150 m/min, neste
torno. Assim, verificou-se a viabilidade em termos de carga máquina do
sistema e o impacto da aplicação da ferramenta de metal duro nos custos
totais de usinagem da célula.
Conforme os parâmetros de tempos estabelecidos na Seção 5.3.2,
foram feitos os mesmos procedimentos de cálculo do 𝑡𝑡 para cada
operação da sequência das peças da família de produtos. A Tabela 19
apresenta os tempos totais de usinagem por peça para cada operação da
família de produtos utilizando o PCBN a 234 m/min.
Tabela 19 - Tempos de processamento do cenário da ferramenta de PCBN.
Peça Carga
[min]
Torno 1
[min]
Torno 2
[min]
Inspeção
[min]
Descarga
[min]
A 0,25 2,72 2,64 0,5 0,25
B 0,25 3,21 2,67 0,5 0,25
C 0,25 - 5,67 0,5 0,25
Fonte: Autor.
O número de peças por vida de gume da ferramenta de PCBN para
este cenário foi calculada e é apresentada na Tabela 20 e 21 para os tornos
CNC 1 e 2. Conforme a Tabela 8, a vida da ferramenta (T) do PCBN na
velocidade de corte de 234 m/min é de 40,4 minutos.
122
Tabela 20 - Peças por gume da ferramenta de PCBN no torno CNC 1.
Peça 𝑡𝑐 Z Z% 𝑛𝑓𝑡 Peças por gume
A1 0,63 min 64 38% 64 24
B1 1,23 min 107 62% 33 20
T 40,4 min SOMA 45
Fonte: Autor.
Tabela 21 - Peças por gume da ferramenta de PCBN no torno CNC 2.
Peça 𝑡𝑐 Z Z% 𝑛𝑓𝑡 Peças/ gume
A2 0,55 min 64 30% 73 22
B2 0,73 min 107 50% 55 28
C 3,36 min 43 20% 12 2
T 40,4 min SOMA 52
Fonte: Autor.
Conforme as Tabelas 20 e 21, o número de peças por gume de
PCBN nos tornos CNC 1 e 2 é, em média, de 45 e 52 peças,
respectivamente.
A taxa média de utilização das estações, após as 10.000
simulações, pode ser vista na Tabela 22.
Tabela 22 - Taxas de utilização das estações cenário com PCBN.
Estação Média da taxa de utilização
Carga e descarga 12,47%
Torno CNC 1 60,52%
Torno CNC 2 81,33%
Inspeção 12,48%
Fonte: Autor.
Os valores médios de taxa de utilização das estações na simulação
com ferramenta de PCBN são praticamente idênticos aos apresentados
para a ferramenta de cerâmica (Tabela 17). A ocorrência deste fato se
deve pelo fato de que ambas ferramentas apresentaram mesmo
comportamento da curva de tempo total de usinagem por peça (𝑡𝑡), conforme a Figura 48.
Assim como na simulação utilizando ferramentas de cerâmica, o
custo total de usinagem no horizonte simulado de dois turnos foi
calculado e é apresentado pela Tabela 23.
123
Tabela 23 - Custos de usinagem por peça e dos lotes com PCBN.
Peça Torno 1 Torno 2 Total/peça Z Custo lote
A R$ 4,52 R$ 4,18 R$ 8,70 64 R$ 556,80
B R$ 7,10 R$ 4,84 R$ 11,94 106 R$ 1.277,58
C - R$ 16,42 R$ 16,42 43 R$ 706,06
Total R$ 11,62 R$ 25,44 R$ 37,06 213 R$ 2.540,44
Fonte: Autor.
Destaca-se o valor do custo total de usinagem de R$ 2.540,44 ao
se utilizar a ferramenta de PCBN para usinar os lotes da família de
produto. Este valor é 130% maior que o valor para ferramenta de cerâmica
nas mesmas condições. Deste modo, com o objetivo de reduzir o valor do
custo total foi utilizada a ferramenta de metal-duro no seu limite de
aplicação de 150 m/min no torno CNC 1, o qual mostrou-se mais ocioso
(Tabela 22).
Para a simulação com a ferramenta de metal-duro os parâmetros de
tempo de processamento, peças por gume e custos de usinagem por peça
necessitaram ser atualizados. Os tempos de processamento para o cenário
de combinação da ferramenta de PCBN e metal-duro pode ser visto na
Tabela 24. Nota-se o aumento do tempo de processamento no torno CNC
1 em relação ao da Tabela 19 devido à utilização da ferramenta de metal-
duro.
Tabela 24 - Tempos de processamento cenário da ferramenta de PCBN e metal-
duro.
Peça Carga
[min]
Torno 1
[min]
Torno 2
[min]
Inspeção
[min]
Descarga
[min]
A 0,25 3,08 2,64 0,5 0,25
B 0,25 3,93 2,67 0,5 0,25
C 0,25 - 5,67 0,5 0,25
Fonte: Autor.
Conforme a Tabela 8, a vida da ferramenta (T) do metal-duro na
velocidade de corte de 150 m/min é de 29,1 minutos. Assim sendo, foi
calculado o número de peças por gume de metal-duro no torno CNC 1. A
Tabela 25 apresenta o resultado do número de peças por gume.
124
Tabela 25 - Peças por gume da ferramenta de metal-duro no torno CNC 1.
Peça 𝑡𝑐 Z Z% 𝑛𝑓𝑡 Peças por gume
A1 0,63 min 64 38% 47 18
B1 1,23 min 106 62% 24 15
T 29,1 min SOMA 33
Fonte: Autor.
A taxa de utilização das estações para o cenário com ferramentas
de PCBN e metal-duro é apresentada na Tabela 26.
Tabela 26 - Taxas de utilização das estações cenário com PCBN e metal-duro.
Estação Média da taxa de utilização
Carga e descarga 12,46%
Torno CNC 1 72,19%
Torno CNC 2 81,31%
Inspeção 12,48%
Fonte: Autor.
A aplicação da ferramenta de metal-duro aumentou a taxa de
utilização do torno CNC 1 em 12% em relação ao cenário somente com
PCBN. Não houve alteração na carga máquina do torno CNC 2, a qual
continuou em torno de 81%. Deste modo, pode-se validar a aplicação da
ferramenta de metal-duro no torno CNC 1 visto que não houve impacto
no ritmo de produção.
Os custos de usinagem por peça e custos totais dos lotes para o
cenário com PCBN e metal-duro estão apresentados na Tabela 27.
Tabela 27 - Custos de usinagem por peça e dos lotes para PCBN e metal-duro.
Peça Torno 1 Torno 2 Total/peça Z Custo lote
A R$ 2,95 R$ 4,18 R$ 7,13 64 R$ 45,32
B R$ 3,95 R$ 4,84 R$ 8,79 106 R$ 940,53
C - R$ 16,42 R$ 16,42 43 R$ 706,06
Total R$ 6,90 R$ 25,44 R$ 32,34 213 R$ 2.102,91
Fonte: Autor.
Primeiramente ao comparar com o cenário anterior, nota-se na
Tabela 30 a diminuição do valor do custo total por peça do torno CNC 1
de R$ 11,62 (Tabela 23) para R$ 6,90. O valor do custo total de usinagem
dos lotes da família de produtos foi reduzido de R$ 2.540,44 para R$
2.102,91. Esta diferença diária de R$ 437,53 acarreta em uma economia
de R$ 110.257,56 ao um ano, considerando 252 dias úteis, justificando
economicamente a aplicação da ferramenta de metal-duro. Ainda assim,
125
o valor de custo total de usinagem do lote da família de produtos do
cenário com PCBN e metal-duro é aproximadamente o dobro do primeiro
cenário com cerâmica (R$ 1.106,91). A Figura 56 ilustra esta comparação
entre os cenários em termos de custos totais de usinagem dos lotes da
família de peças nos dois turnos simulados.
Figura 56 - Custo total de fabricação dos lotes de peças.
Fonte: Autor.
A duração de cada simulação, contabilizando as 10.000 repetições,
foi em torno de 8 horas num computador de média capacidade de
processamento.
R$ 0
R$ 500
R$ 1000
R$ 1500
R$ 2000
R$ 2500
R$ 3000
Cerâmica PCBN PCBN e metal-duro
Cust
o t
ota
l d
e fa
bri
caçã
o d
os
lote
s
de
peç
as.
126
6 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS
FUTUROS
O presente trabalho teve como objetivo geral avaliar as condições
econômicas mais favoráveis no processo de torneamento de uma família
de peças de aço AISI 52100 endurecido a partir da análise da taxa de
desgaste de ferramentas de metal-duro, cerâmica e PCBN.
Os resultados foram obtidos através de três etapas sequenciadas:
determinação dos tempos de vidas das três ferramentas através de
procedimentos experimentais, análise das condições econômicas de corte
e simulação da célula flexível de usinagem.
Com relação aos ensaios de vida, os procedimentos experimentais
e modelo matemático de determinação de vida de ferramentas, baseado
na extrapolação da taxa de desgaste, realizaram a previsão de vida das
ferramentas com sucesso. Destaca-se a agilidade dos procedimentos
experimentais, em comparação à metodologia de Taylor pelo critério de
falha por desgaste de flanco médio, devido à necessidade de apenas 5
medições para alimentar o modelo matemático e obter o tempo de vida da
ferramenta. A partir dos resultados dos ensaios foi possível determinar a
velocidade de corte limite de 150 m/min da ferramenta de metal-duro no
torneamento do aço AISI 52100 a 50 HRC. Em velocidades maiores que
150 m/min, a ferramenta de metal-duro não suportou os ciclos dos
procedimentos experimentais. Quanto aos resultados da taxa de desgaste,
as ferramentas de metal-duro e cerâmica apresentaram maior estabilidade
na faixa de velocidades ensaiadas em comparação ao PCBN.
A determinação do tempo de vida das ferramentas permitiu o
cálculo de suas condições econômicas de corte. Os resultados dos
cálculos do tempo total de usinagem por peça foram similares para as três
ferramentas no intervalo de velocidades de corte ensaiado. O fator de
maior influência nos tempos totais de usinagem calculados foi o tempo de
troca de ferramenta, o qual foi estabelecido próximo a zero que reproduz
uma característica de SFMs. Desta forma o ponto de inflexão da curva de
tempo de usinagem não foi atingido por limitação técnica da máquina-
ferramenta.
A análise dos custos de fabricação por peça mostrou que a ferramenta de cerâmica é economicamente dominante em relação às
demais, para toda a faixa de velocidades de corte ensaiadas. Com relação
às ferramentas de PCBN e metal-duro foi identificado o ponto econômico
de transição em torno de 130 m/min, com PCBN sendo mais vantajosa
para velocidades inferiores.
127
As simulações da célula flexível de usinagem confirmaram que a
ferramenta de cerâmica proporciona o menor custo de fabricação dos lotes
da família de produtos. A aplicação da ferramenta de metal-duro no torno
com maior ociosidade reduziu o custo de fabricação do lote em relação
ao PCBN além proporcionar ocupação mais balanceada dos tornos da
célula de manufatura em 12%.
Os resultados dos ensaios, análise econômica e simulação
mostraram que para os Sistemas de Manufatura Flexíveis, os pontos
ótimos do modelo de custos de usinagem tradicionais, as velocidades de
mínimo custo e velocidade de máxima produção são muitas vezes
impraticáveis pelas características limitantes da máquina-ferramenta.
Esta limitação está relacionada às metodologias de troca rápida de
ferramentas, custos elevados de hora-homem-máquina e com o avanço
tecnológico atual das ferramentas de corte em termos da relação custo de
aquisição e desempenho das ferramentas.
Tendo em vista a extensão do escopo e sua importância no contexto
da indústria automotiva e a assim denominada quarta revolução industrial,
sugere-se trabalhos futuros relacionados com:
• análise do comportamento da ferramenta de cerâmica em
cenários com maior velocidade de corte;
• realização de avaliações da morfologia de desgaste na ferramenta
de cerâmica para melhor entendimento do seu desempenho no
torneamento do aço AISI 52100 a 50 HRC;
• automatização dos cálculos de custos e determinação do intervalo
de máxima eficiência de corte a partir dos dados de taxa de
desgaste das ferramentas;
• criação de um modelo de custos de usinagem que limite os
valores ensaiados para determinação do custo real do processo;
• incorporação da metodologia de determinação da vida de
ferramenta pela taxa de desgaste na simulação de sistemas
produtivos como parte do processo.
128
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133
APÊNDICE A – Resultados dos ensaios de vida
Os resultados das réplicas dos ensaios de vida, em termos de taxa
de desgaste e tempo de vida, para cada ferramenta são apresentados nas
Tabelas A.1, A.2, A.3. Destaca-se que a média das réplicas foi utilizada
para os cálculos do estudo.
Tabela A.1 – Resultados dos ensaios de vida para ferramenta de cerâmica.
Fonte: Autor.
Tabela A.2 – Resultados dos ensaios de vida para ferramenta de PCBN.
Fonte: Autor.
Tabela A.3 – Resultados dos ensaios de vida para ferramenta de metal-duro.
Fonte: Autor.
Cerâmica
Passe 1 Réplica Média Passe 1 Réplica Média
120 425 462 444 323 297 310
150 731 706 718 188 195 191
187.5 1204 1209 1206 114 114 114
234 1840 1916 1878 75 72 73
Taxa de desgaste T [min][ 𝑚3/s]
𝑣𝑐 [m/min]
PCBN
Passe 1 Réplica Média Passe 1 Réplica Média
120 175 188 182 784 728 756
150 524 580 552 262 237 250
187.5 1561 1411 1486 88 98 93
234 3414 3399 3407 40 41 40
Taxa de desgaste T [min][ 𝑚3/s]
𝑣𝑐 [m/min]
Metal-duro
Passe 1 Réplica Média Passe 1 Réplica Média
120 281 - 281 44 - 44
150 417 - 417 30 - 30
187.5 6479 - 6479 2 - 2
234 -7025 - -7025 -11 - -11
Taxa de desgaste T [min][ 𝑚3/s]
𝑣𝑐 [m/min]
134
APÊNDICE B – Condições econômicas de corte
Os gráficos de tempo total de usinagem e custo de fabricação por
peça das demais operações realizadas nas simulações são apresentados
nas Figuras B.1 a B.8.
Figura B.1 - Tempo total de usinagem por peça da operação A2.
Fonte: Autor.
Figura B.2 – Custo de fabricação por peça da operação A2.
Fonte: Autor.
135
Figura B.3 - Tempo total de usinagem por peça da operação B1.
Fonte: Autor.
Figura B.4 – Custo de fabricação por peça da operação B1.
Fonte: Autor.
136
Figura B.5 - Tempo total de usinagem por peça da operação B2.
Fonte: Autor.
Figura B.6 – Custo de fabricação por peça da operação B2.
Fonte: Autor.
137
Figura B.7 - Tempo total de usinagem por peça da operação C.
Fonte: Autor.
Figura B.8 – Custo de fabricação por peça da operação C.
Fonte: Autor.
138
APÊNDICE C – Relatórios das simulações
Os relatórios, extraídos diretamente do software ARENA, de peças
processadas e de taxa de utilização das máquinas para as simulações com
cerâmica, PCBN e PCBN e metal-duro são apresentados nas Figuras C.1,
C.2 e C.3.
Figura C.1 – Relatório simulação com ferramenta de cerâmica, 10.000 repetições.
Fonte: Autor.
139
Figura C.2 – Relatório simulação com ferramenta de PCBN, 10.000 repetições.
Fonte: Autor.
140
Figura C.2 – Relatório simulação com ferramenta de PCBN e metal-duro, 10.000
repetições.
Fonte: Autor.