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Estudo Experimental da Fresagem Laser no

Fabrico de Cavidades Moldantes

Fábio Gil Cachucho Pereira

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Mecânica

Orientadores: Prof. Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa

Prof. José Carlos Martins Outeiro

Júri

Presidente: Prof. Rui Manuel dos Santos Oliveira Batista

Orientador: Prof. Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa

Vogais: Prof. Eurico Gonçalves Assunção

Prof. Gabriela Belinato

Novembro 2017

i

Resumo

O objetivo desta dissertação foi investigar a aplicação da maquinagem por ablação laser no

fabrico de cavidades moldantes, focando aspetos relacionados com a otimização do

acabamento das superfícies. Para isso, aplicaram-se os arranjos ortogonais de Taguchi para

efetuar ensaios que consistiram em cavidades de 10x10mm de profundidade variável em

quatro materiais. Variou-se frequência de pulso, velocidade de avanço e percentagem de

corrente. Analisou-se graficamente a taxa de remoção de material, a rugosidade superficial, a

dureza e a energia. Também se estudou as cores obtidas e imagens de microscópio das

superfícies. Concluiu-se que, a percentagem de corrente e a velocidade têm um efeito

diretamente proporcional na taxa de remoção de material e cada material tem uma frequência

de pulso ideal para desbaste. Para obter os melhores acabamentos deve ser usada

percentagem de corrente baixa e frequência alta. Relativamente à dureza, constatou-se que

esta aumentou em três dos quatro materiais, cuja correlação com os parâmetros operativos

carece de novos estudos. Quanto à energia, verificou-se que quanto maior for a velocidade

de avanço e menor a percentagem de corrente, menor é o gasto energético da máquina.

Verificou-se que quanto mais alta é a percentagem de corrente e mais baixa é a velocidade

de avanço, mais escura é a superfície obtida, e que é possível obter diversas cores, no

entanto, não existe uma tendência evidente a relacionar estas com os parâmetros de entrada.

Palavras chave:

ablação laser, frequência, corrente, velocidade de avanço, taxa de remoção, rugosidade

ii

Abstract

This thesis investigated the optimization of laser beam machining in the manufacturing of

mold cavities. For that, the Taguchi’s orthogonal arrays were applied to make experiments

that consisted on 10x10mm cavities of variable depth in four materials. The input parameters

were pulse frequency, machining speed and current percentage. A graphical analysis was

made for material removal rate, surface roughness, material hardness and electrical power.

Both the surface colors and microscope images were also studied. It was concluded that both

the current percentage and machining speed have a directly proportional effect on the

material removal rate and for each material there is an ideal pulse frequency. In order to

obtain the best finishing, a low current percentage and high frequency must be used. It was

also observed that material hardness increased during the experiments (except DIN

X40CrMoV5-1 steel). In terms of the energy, it was concluded that higher machining speed

and lower current percentage lead to better energy efficiency. It was found out that higher

current percentage and low machining speed lead to darker surfaces and it is possible to

obtain a diversity of colors, but, there is no evident trend relating these with the input

parameter.

Keywords:

laser ablation, frequency, current, machining speed, removal rate, roughness

iii

Índice

Resumo .................................................................................................................................. i

Abstract ................................................................................................................................ ii

Lista de figuras ..................................................................................................................... v

Lista de tabelas ................................................................................................................. viii

Abreviaturas ......................................................................................................................... x

1. Introdução ...................................................................................................................... 1

2. Estado da arte ................................................................................................................ 3

2.1. O processo .............................................................................................................. 3

2.1.1. Fundamentos ..................................................................................................... 3

2.2. O processo e a sociedade ......................................................................................... 4

2.2.1. Campos de aplicação ......................................................................................... 4

2.2.2. Vantagens e limitações ...................................................................................... 6

2.2.3. Custos ............................................................................................................... 6

2.2.4. Segurança ......................................................................................................... 7

2.3. Perspetivas de desenvolvimento .............................................................................. 8

2.4. Investigação ............................................................................................................ 8

3. Desenvolvimento teórico .............................................................................................. 12

3.1. Metodologia Taguchi............................................................................................. 12

3.2. Arranjos ortogonais ............................................................................................... 13

4. Desenvolvimento experimental .................................................................................... 15

4.1. Bancada de ensaio ................................................................................................. 15

4.1.1. Máquina .......................................................................................................... 15

4.1.2. Melhorias ........................................................................................................ 19

4.2. Materiais ............................................................................................................... 23

4.2.1. Liga de alumínio AA1050 ................................................................................ 23

4.2.2. Liga de titânio Ti-6Al-4V ................................................................................. 23

4.2.3. Aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ............................................................................ 24

4.2.4. Aço DIN X40CrMoV5-1 ................................................................................... 25

4.3. Plano de ensaios .................................................................................................... 25

4.4. Procedimento experimental ................................................................................... 28

4.4.1. Provetes .......................................................................................................... 28

4.4.2. Ensaios ............................................................................................................ 30

4.4.3. Obtenção de dados .......................................................................................... 31

4.4.4. Cálculos .......................................................................................................... 34

iv

5. Análise de resultados ................................................................................................... 36

5.1. Taxa de remoção de material ................................................................................. 36

5.2. Rugosidade ........................................................................................................... 45

5.3. Dureza .................................................................................................................. 53

5.4. Cromatografia ....................................................................................................... 61

5.5. Microscópio .......................................................................................................... 66

5.6. Energia .................................................................................................................. 73

6. Conclusão ..................................................................................................................... 77

7. Referências ................................................................................................................... 79

v

Lista de figuras

Figura 1 – Esquema do funcionamento do laser [Dubey (2008)] .............................................. 3

Figura 2 – Esquema do processo [engineeringclicks (2017)] ................................................... 4

Figura 3 – Componentes da DML40SI .................................................................................. 15

Figura 4 – Componentes da unidade Laser ............................................................................ 16

Figura 5 – Relação entre frequência, intensidade e energia ................................................... 18

Figura 6 – Apalpador (sensor usado para medir a profundidade) ........................................... 19

Figura 7 – (a) Manómetro, (b) Caudalímetro, (c) Ensaio a decorrer com o sistema de proteção

gasosa instalado e bocal em destaque .................................................................................... 20

Figura 8 – Batente instalado na mesa de trabalho da DML40SI ............................................. 22

Figura 9 – Desenho técnico do batente .................................................................................. 22

Figura 10 – Provetes da liga de alumínio AA1050 ................................................................ 29

Figura 11 – Provetes da liga de titânio Ti-6Al-4V ................................................................. 29

Figura 12 – Barra de aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 utilizada nos ensaios ............................... 30

Figura 13 – Barra de aço DIN X40CrMoV5-1 utilizada nos ensaios ...................................... 30

Figura 14 – Rugosímetro Surfcorder SE1200 da marca Kosaka Lab ...................................... 32

Figura 15 – Micro-durómetro HVS-1000 da marca Hardruler ................................................ 32

Figura 16 – (a) Analisador de rede portátil AR6 da marca Circutor; (b) Diagrama de instalação

do aparelho (retirado do manual do analisador de rede portátil AR6) .................................... 33

Figura 17 – Microscópio Versamet 3 da marca Union ........................................................... 34

Figura 18 – Taxa de remoção de material em função de frequência de pulso e percentagem de

corrente para a liga de alumínio AA1050 .............................................................................. 37

Figura 19 - Taxa de remoção de material em função de velocidade de avanço e percentagem

de corrente para a liga de alumínio AA1050 ......................................................................... 38

Figura 20 - Taxa de remoção de material em função de frequência de pulso e velocidade de

avanço para a liga de alumínio AA1050 ................................................................................ 39

Figura 21 - Taxa de remoção de material em função de frequência de pulso e percentagem de

corrente para a liga de titânio Ti-6Al-4V .............................................................................. 40


de corrente para a liga de titânio Ti-6Al-4V .......................................................................... 40


avanço para a liga de titânio Ti-6Al-4V ................................................................................ 41


corrente para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ......................................................................... 42


de corrente para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 .................................................................... 42


avanço para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ........................................................................... 43


corrente para o aço DIN X40CrMoV5-1 ................................................................................ 44

vi


de corrente para o aço DIN X40CrMoV5-1 ........................................................................... 44


avanço para o aço DIN X40CrMoV5-1 ................................................................................. 45

Figura 30 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para a

liga de alumínio AA1050 ...................................................................................................... 46

Figura 31 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para a


Figura 32 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a liga

de alumínio AA1050 ............................................................................................................. 47

Figura 33 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para a

liga de titânio Ti-6Al-4V ...................................................................................................... 48

Figura 34 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para a


Figura 35 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a liga

de titânio Ti-6Al-4V ............................................................................................................. 49

Figura 36 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para o

aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ................................................................................................. 50

Figura 37 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para o

aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ................................................................................................. 50

Figura 38 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o aço

DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ....................................................................................................... 51

Figura 39 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para o

aço DIN X40CrMoV5-1 ........................................................................................................ 52

Figura 40 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para o

aço DIN X40CrMoV5-1 ........................................................................................................ 52

Figura 41 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o aço

DIN X40CrMoV5-1 .............................................................................................................. 53

Figura 42 – Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para

a liga de alumínio AA1050 ................................................................................................... 54

Figura 43 - Dureza Vickers em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente

para a liga de alumínio AA1050 ............................................................................................ 55

Figura 44 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a


Figura 45 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para

a liga de titânio Ti-6Al-4V.................................................................................................... 56


para a liga de titânio Ti-6Al-4V ............................................................................................ 57

Figura 47 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a


Figura 48 – Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para

o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 .............................................................................................. 58


para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ...................................................................................... 58

vii

Figura 50 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o

aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ................................................................................................. 59

Figura 51 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para

o aço DIN X40CrMoV5-1 ..................................................................................................... 59


para o aço DIN X40CrMoV5-1 ............................................................................................. 60

Figura 53 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o

aço DIN X40CrMoV5-1 ........................................................................................................ 60

Figura 54 – Observação microscópica da superfície erodida a laser; Ensaio 16; Liga de

alumínio AA1050 ................................................................................................................. 67

Figura 55 – Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 6, (b) ensaio

11; Liga de titânio Ti-6Al-4V ............................................................................................... 68

Figura 56 - Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 12, (b)

ensaio 15, (c) ensaio 16; Liga de titânio Ti-6Al-4V .............................................................. 69

Figura 57 - Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 6, (b) ensaio

11; Aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 .......................................................................................... 70


ensaio 15, (c) ensaio 16; Aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ......................................................... 71

Figura 59 - Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 6, (b) ensaio

11; Aço DIN X40CrMoV5-1 ................................................................................................. 72


ensaio 15, (c) ensaio 16; Aço DIN X40CrMoV5-1 ................................................................ 73

Figura 61 - Energia em função de frequência de pulso e percentagem de corrente ................. 74

Figura 62 - Energia em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente .............. 75

Figura 63 - Energia em função de frequência de pulso e velocidade de avanço ...................... 75

viii

Lista de tabelas

Tabela 1 - Arranjo de distribuição ortogonal L8 [Vieira (1996)] ........................................... 13

Tabela 2 – Resultado dos testes ao sistema de proteção gasosa ............................................. 20

Tabela 3 – Composição química da liga de alumínio AA1050 [coppermetal (2017)] ............. 23

Tabela 4 – Composição química da liga de titânio Ti-6Al-4V [cartech (2017)] ..................... 24

Tabela 5 – Composição química do aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 [thyssenfrance (2017)] ...... 24

Tabela 6 – Composição química do aço DIN X40CrMoV5-1 [westyorkssteel (2017)] ........... 25

Tabela 7 – Frequências de pulso recomendadas para cada material (retirado do manual do

software Lasersoft 3D) ......................................................................................................... 26

Tabela 8 – Plano de ensaios da liga de titânio e ambos os aços ............................................. 27

Tabela 9 – MRRm[ ] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%] ............................. 37

Tabela 10 – MRRm[ ] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%] ......................... 38

Tabela 11 - MRRm[ ] tabelada para combinações de f[kHz] e v[mm/s] ...................... 38

Tabela 12 - MRRm[ ] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%] ............................ 39

Tabela 13 - MRRm[ ] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%] ......................... 40








Tabela 21 - Ra[µm] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%] .......................................... 46

Tabela 22 - Ra[µm] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%] ....................................... 46

Tabela 23 - Ra[µm] tabelada para combinações de f[kHz] e v[mm/s] .................................... 47










Tabela 33 – Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de f[kHz] e I[%] ........... 54

Tabela 34 - Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%] ......... 54

Tabela 35 - Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de f[kHz] e v[mm/s] ..... 55

ix

Tabela 36 - Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de f[kHz] e I[%] ........... 56









Tabela 45 – Imagens e valores de RGB de cada ensaio, com os respetivos valores dos

parâmetros de entrada que os originaram para a liga de alumínio AA1050 ............................ 62

Tabela 46 - Imagens e valores de RGB de cada ensaio, com os respetivos valores dos

parâmetros de entrada que os originaram para a liga de titânio Ti-6Al-4V ............................ 63


parâmetros de entrada que os originaram para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 ....................... 64


parâmetros de entrada que os originaram para o aço DIN X40CrMoV5-1 .............................. 65

Tabela 49 – Valores de dep e de dpp para os ensaios cujas imagens de microscópio são

analisadas em seguida e respetivos parâmetros de entrada ..................................................... 66

Tabela 50 – Energia[kJ] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%] ................................... 74

Tabela 51 - Energia[kJ] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%] ................................. 75

Tabela 52 - Energia[kJ] tabelada para combinações de f[kHz] e V[mm/s] ............................. 75

x

Abreviaturas

LBM – Laser Beam Machining

Nd:YAG – Neodymium-Doped Yttrium Aluminium Garnet

RAINBOW – Reduced And Internally Biased Oxide Wafer

QFN – Quad Flat No-leads

PCB – Printed Circuit Board

PHB – Poli-Hidroxi-Butirato

DPSSL – Diode-Pumped Solid-State Laser

EDM – Electrical Discharge Machining

ECM – Electro Chemical Machining

MEMS – Micro Electro Mechanical Systems

MOEMS – Micro Opto Electro Mechanical Systems

ANOVA – Analysis of Variance

S/R – Razão Sinal Ruído

AO – Arranjo Ortogonal

CAD – Computer Aided Design

I – Percentagem de corrente

f – Frequência de pulso

t - Tempo de pulso

T - Tempo de maquinagem total

v – Velocidade de avanço do laser

Z-Pos – Desfocagem do laser

FPK – First Pulse Killer

MA – Mode Aperture

Lt – Layer Thickness

nºL – Number of Layers

P – Potência

p - Pressão

Q – Caudal

z – Cota

xi

Ra – Rugosidade média

NOF – Núcleo de Oficinas do Técnico

RGB – Red Green Blue

MRRm – Taxa de remoção de material mássica

MRRv – Taxa de remoção de material volumétrica

V – Volume

d – Profundidade

– Densidade

E – Energia

dep – Distância entre pulsos

dpp – Distância percorrida por pulso

1

1. Introdução

Esta dissertação teve como objetivo investigar a aplicação da maquinagem por ablação laser

no fabrico de cavidades moldantes, focando aspetos relacionados com a otimização do

acabamento superficial das superfícies. Para isso, inclui uma componente teórica em que se

foca nas máquinas-ferramenta utilizadas na maquinagem por ablação laser (LBM, Laser

Beam Machining). Tentando explicar de forma breve a tecnologia, bem como diversas

especificidades das máquinas. Tenta também clarificar quais são as aplicações pr áticas da

mesma, comparando-a com tecnologias concorrentes e debruçando-se ainda um pouco sobre

as prováveis direções futuras da investigação nesta área e quais foram as tendências da

investigação nos últimos anos. Quanto à componente experimental é efetuado um conjunto

de ensaios, cujo plano utiliza os arranjos ortogonais da metodologia Taguchi, em quatro

materiais diferentes e variando frequência de pulso, velocidade de avanço e percentagem de

corrente, que consistem em cavidades de 10x10mm de profundidade variável. Obtêm-se e

calculam-se dados referentes à taxa de remoção de material, rugosidade, dureza,

cromatografia, imagens de microscópio e energia, que são posteriormente analisados

detalhadamente. A partir dessa análise são extraídas diversas conclusões que permitem

efetuar no futuro uma escolha melhor de parâmetros de entrada quer o objetivo seja desbaste

ou acabamento usando esta tecnologia.

Está estruturada em seis capítulos: introdução, estado da arte, desenvolvimento teórico,

desenvolvimento experimental, análise de resultados e conclusão. Na presente introdução,

são abordados os traços gerais da dissertação e revelada a sua estrutura. No capítulo

seguinte, é contada a história desta tecnologia, revelando quais foram as datas fundamentais

no seu desenvolvimento. Explica-se a tecnologia da maquinagem por ablação laser, focando

nos fundamentos, princípios de funcionamento e tipos de laser. São apresentadas diversas

aplicações práticas desta tecnologia, uma listagem das suas vantagens e limitações em

comparação com a concorrência, considerações sobre os custos envolvidos e quais os

perigos associados à utilização das máquinas de LBM. Discute-se também quais poderão ser

as tendências futuras do desenvolvimento desta tecnologia. Por fim, apresenta-se um

conjunto de breves resumos de artigos e dissertações publicados nos últimos anos, para

revelar quais têm sido as tendências da investigação nesta área.

No terceiro capítulo é apresentada resumidamente a metodologia de projeto robusto de

Taguchi incidindo detalhadamente sobre os arranjos ortogonais, que foram usados para criar

o plano de ensaios desta dissertação. No capítulo seguinte, inicialmente, apresenta-se as

diversas especificidades e detalhes da DML40SI, a máquina utilizada para efetuar os ensai os

desta dissertação, focando nos seus componentes, parâmetros operativos e mecanismos de

controlo de precisão. São referidas as melhorias efetuadas na máquina, mais

nomeadamente, detalhes sobre o sistema de proteção gasosa e sobre o batente projetados,

produzidos e instalados como parte integrante desta dissertação. Posteriormente, revela -se

quais os materiais escolhidos, a razão dessa escolha e diversos detalhes sobre os mesmos.

2

A seguir é revelado o plano de ensaios e sua justificação, com especial foco na seleção de

parâmetros de entrada e as razões dessas escolhas. Por fim é apresentado, detalhadamente,

o procedimento experimental, revelando como foram produzidos e preparados os provetes,

como se efetuaram os ensaios em si, como foram os procedimentos para obtenção de dados

e quais os equipamentos usados para esse fim, e são apresentados os cálculos efetuados

para obter os dados que não foram medidos.

No quinto capitulo é efetuada a apresentação e análise de resultados, na qual, se efetua uma

análise gráfica, com gráficos a três dimensões em que os eixos x e y são parâmetros de

entrada e o eixo z é os valores do “output” estudado. Essa análise é efetuada para todos os

materiais estudados no caso da taxa de remoção de material, rugosidade superficial e

dureza, sendo efetuada em geral no caso da energia, pois, a potência consumida pela

máquina não varia consoante o material. Também são analisadas as cores das superfícies

obtidas nos ensaios, para todos os materiais, relacionando-as com os parâmetros de entrada

que as originaram e recorrendo ao valor de cada cor primária. E também é feita uma análise

a imagens de microscópio, para todos os materiais, relacionando-as com as dimensões

calculadas do padrão de crateras gerado nas superfícies. O capítulo final é a conclusão,

onde são resumidas as várias conclusões efetuadas ao longo de todo o documento.

3

2. Estado da arte

2.1. O processo

2.1.1. Fundamentos

Princípio de funcionamento do laser

A radiação laser consiste numa onda eletromagnética gerada por um meio ativo.

Industrialmente os materiais mais comuns utilizados como meio ativo são o CO2 e o

elemento neodímio (Nd). Como princípio básico, o laser consiste em dois espelhos colocados

de forma paralela formando um oscilador ótico. Nesta câmara a luz é refletida entre os dois

espelhos, e se não fosse a absorção permitida por um deles a reflexão prolongava-se

indefinidamente. Entre os espelhos encontra-se o meio ativo que permite a amplificação da

luz por emissão estimulada [J. Meijer (2004)].

Dependendo do tipo de feixe e do ajuste do foco, combinado com um rendimento eficiente, o

laser pode ter várias aplicações: corte, soldadura, endurecimento superficial, gravação etc.

Figura 1 – Esquema do funcionamento do laser [Dubey (2008)]

Princípio de funcionamento do processo

O princípio de funcionamento do processo de micro-fabrico por laser baseia-se na interação

de ondas eletromagnéticas com a superfície do material. Quando energia suficiente é

transmitida ocorre evaporação e formação de plasma. A radiação do laser é absorvi da,

transmitida e refletida de forma diferente para cada material [T. Norikazu et al. (1996)]. A

radiação do laser que interage com as partículas do material tem uma componente elétrica e

magnética. Quando a radiação passa por uma partícula carregada com baixa elasticidade de

ligação, a partícula inicia um movimento proporcionado pelo campo elétrico criado. Esta força

4

induzida não consegue afetar o núcleo do material por ser tão reduzida, mas afeta os

eletrões do material. Para ocorrer absorção da radiação, esta tem de ter um protecional

superior à energia de ionização das partículas. Com a colisão entre eletrões ocorre um

aumento de energia até ao ponto energético de ionização e a absorção é iniciada . Devido à

ligação entre as partículas do material e a absorção de radiação começam a ser induzidas

vibrações na estrutura do material que provocam um aumento do calor. Após um período de

tempo, a energia absorvida e transferida para os eletrões é suficiente para que haja fundição

e evaporação do material. Este ponto é denominado de limiar de ablação. Neste ponto ocorre

uma remoção de material significativa devido à densidade da potência e o material retirado

forma um plasma luminoso de ablação. A potência necessária para gerar este plasma é

altamente dependente das propriedades de absorção do material, do comprimento de onda

do laser utilizado e da duração do pulso [G. Chryssolouris (1991)].

Figura 2 – Esquema do processo [engineeringclicks (2017)]

Tipos de laser

Dependendo do meio ativo os lasers podem ser classificados em dois tipos: (i) Laser a gás e

(ii) Laser sólido. De entre os lasers a gás, estes podem ser classificados nos seguintes tipos:

(i) Hélio e néon, (ii) Árgon e (iii) CO2. Quanto aos lasers sólidos estes têm as seguintes

classificações: (i) Nd-YAG, (ii) Nd-glass, (iii) Ruby-alumina. Geralmente os lasers a gás são

usados para modo contínuo e lasers sólidos para modo pulsado. Para além destes ainda

existem os lasers excimer e díodo [J.D. Majumdar et al. (2003)].

2.2. O processo e a sociedade

2.2.1. Campos de aplicação

As máquinas de LBM possuem amplas aplicações no setor automóvel, na indústria

aeronáutica, na indústria eletrónica, na construção civil, no setor nuclear e em

eletrodomésticos.

Essas aplicações variam de acordo com a indústria. No fabrico pesado a maquina gem a laser

é usada para revestimento, furação e soldadura entre outros. No fabrico leve a maquinagem

a laser é usada para gravar e furar metais [K.A. Ghany et al. (2005)]. Esta tecnologia é ideal

para cortar aço inoxidável, que é muito usado em automóveis e eletrodomésticos. Os aços de

alta resistência maquinados por raio laser têm vastas aplicações na indústria automóvel e em

5

caldeiras [B.S. Yilbas et al. (1992)]. As lâminas de liga de titânio usadas na indústria

aeroespacial para fazer a seção de compressão para frente em motores a jato são

habitualmente cortadas por lasers [L. Shanjin et al. (2006)]. As ligas de alumínio utilizadas na

aeronáutica são uma das mais promissoras para o uso desta tecnologia [D. Araújo et al.

(2003)]. O corte da geometria complexa das sondas coronárias metálicas para aplicação

médica é efetuado por laser Nd: YAG pulsado [A. Raval et al. (2004)]. LBM é o processo mais

adequado e amplamente utilizado para máquinas de superligas de base de níquel, um

importante material aeroespacial [S. Bandyopadhyay et al. (2004)].

Além de metais e ligas, este processo também é utilizado em diferentes aplicações industriais

de materiais cerâmicos. Os discos de piezocerâmica comercial são cortados a laser para

produzir formas complexas em atuadores RAINBOW [J. Juuti et al. (2004)]. O corte de telhas

cerâmicas comercialmente disponíveis usando serra de diamante, hidrodinâmica ou USM é

demorado e caro no processamento de formas complexas, LBM pode cortar formas

intrincadas e seções grossas nessas telhas [I. Black et al. (1998)]. Os Lasers de pulso curto

Nd: YAG são usados com sucesso na indústria eletrónica para cortar pacotes QFN (pacotes

semicondutores que são pacotes encapsulados de plástico com substratos de chumbo de

cobre) [C.H, Li et al. (2004)].

A formação de interconexões verticais (vias) em PCB também utiliza o raio laser para

perfuração. Materiais compósitos duros e frágeis como mármore, pedra e betão possuem

amplas aplicações no campo das estruturas civis e também podem ser maquinados co m

sucesso por esta tecnologia [M. Boutinguiza et al. (2002)]. Os vidros utilizados na opto-

eletrónica são micro-maquinados por raio laser [S. Nikumb et al. (2005)]. Pequenos pedaços

de tecido de renda (nylon 66) para lingerie são separados da rede principa l por corte a laser

de CO2 [P. Bamforth et al. (2006)]. Nos últimos anos, o corte a laser de CO2 do poli -hidroxi-

butirato (PHB) foi utilizado na fabricação de pequenos dispositivos médicos, como sondas,

placas de osso, pregos e parafusos. Cirurgiões em vár ios campos médicos aplicaram o corte

a laser pulsado de tecido por vários anos [D. Lootz et al. (2001)]. Os lasers de estado sólido

bombeados por diodo com comutação Q de última geração (DPSSLs) podem ser usados para

aplicações industriais para produzir perfis intrincados tridimensionais de uma grande

variedade de materiais, incluindo ligas aeroespaciais, revestimentos de barreiras térmicas,

aços de ferramenta, diamantes e substitutos de diamante [M. Henry et al. (2004)].

Recentemente foi proposta a aplicação de fresagem a laser de CO2 em campo médico para

produzir micro-cavidades nos tecidos dos ossos e dentes sem danificar os tecidos moles [M.

Werner et al. (2007)].A maquinagem a laser também pode ser usada em conjunto com

métodos de maquinagem tradicionais. Ao focar o laser à frente de uma ferramenta de corte, o

material a ser cortado será amaciado e tornado mais fácil de remover, reduzindo o custo de

produção e desgaste da ferramenta ao mesmo tempo que aumenta a sua vida útil.

A capacidade da LBM para cortar formas complexas e perfurar furos de tamanho micro com

tolerâncias muito apertadas em grande variedade de materiais abriu uma nova porta para as

6

indústrias. Atualmente, as indústrias relacionadas a quase todos os campos de fabrico estão

adotando os processos LBM. Algumas aplicações únicas de LBM envolvem o corte de tubos

de aço inoxidável com altas taxas de corte e a menor custo do que corte de ser ra de

diamante, corte de formas complexas em portas de automóveis, corte de pacotes QFN em

indústrias eletrónicas, produção de furos de refrigeração em motores de turbina na indústria

aeronáutica, micro-fabrico de vias em PCB. As sondas coronárias utilizadas no campo

médico são produzidas por LBM. Ao contrário de outros processos baseados em energia

térmica, como EDM e ECM, ele origina uma zona afetada pelo calor menor que o torna

adequado para aplicações de micro-fabrico [J. Meijer (2004)].

2.2.2. Vantagens e limitações

As máquinas de LBM têm as seguintes vantagens quando comparadas com as máquinas

convencionais [Schaeffer (2012)]: (i) Pode ser focado em um diâmetro muito pequeno, (ii)

Fácil integração com outras tecnologias de micro-fabrico, (iii) Produz uma elevada densidade

de energia, cerca de 100 MW por metro quadrado de área, logo, a zona afe tada pelo calor é

muito pequena, (iv) Excelente controlo do feixe e fácil automatização, (v) É fácil de

monitorizar, (vi) É capaz de produzir furos bem posicionados, (vii) Tem a capacidade de

cortar ou gravar quase todos os tipos de materiais, sejam eles duros, frágeis ou macios, (viii)

Em combinação com o equipamento adequado, qualquer contorno pode ser executado, (ix)

Não cria rebarbas, (x) Como não há contato físico entre a ferramenta e a peça de trabalho. O

desgaste neste processo é muito baixo e, portanto, requer baixo custo de manutenção, (xi)

Alta velocidade de processamento combinada com excelente reprodutibili dade dos resultados

do processo, (xii) Não requere o uso de ferramenta nem de lubrificantes, (xiii) Produz peças

complexas e precisas que geralmente não requerem posterior acabamento, (xiv) Pode ser

combinado com gases que ajudam a tornar o processo de corte mais eficiente, (xv) É um

processo de baixo custo (não contando com o custo de aquisição do equipamento).

As máquinas de LBM têm as seguintes limitações em comparação com as tecnologias

concorrentes [Schaeffer (2012)]: (i) Custo de aquisição da máquina de LBM é muito elevado e

há vários acessórios necessários ao processo que também têm de ser comprados, logo, o

custo de inicialização é muito superior aos processos concorrentes, (ii) Dificuldade para

efetuar cortes profundos em peças com altos pontos de fusão, causando conicidade no furo,

(iii) Operar e fazer manutenção ao equipamento requer mão-de-obra altamente especializada,

(iv) Dificuldade para maquinar materiais transparentes e materiais demasiado refletivos, (v)

Não é rápido o suficiente para ser viável para produção em massa, (vi) Consome muita

energia, (vii) Elevado custo de manutenção, (viii) A luz refletida durante o processo pode ser

um perigo.

2.2.3. Custos

Os custos do uso desta tecnologia são os seguintes [Lawes (2007)]: (i) Custo da aquisição da

máquina e dos vários equipamentos indispensáveis que lhe estão associados, (ii) Custo do

material base a maquinar, (iii) Custos relativos ao tempo de funcionamento da máquina,

7

incluindo o custo da energia necessária para ter a máquina a trabalhar, bem como o custo

por hora do operador. Para calcular estes custos é necessário saber o tempo de configuração

da máquina, o tempo de manuseamento da matéria-prima e peças acabadas, o tempo em

que a máquina está realmente a trabalhar, e, desse tempo, a percentagem em que o

operador realmente trabalha com ela. E também custos devidos ao tempo necessário para

efetuar o programa a usar na máquina (pois, para cada peça a produzir, é necessário

elaborar um programa diferente). (iv) Custos relativos à manutenção (como, por exemplo, a

troca da água utilizada na refrigeração), (v) Custos de reparação (em caso de avaria de

algum componente), (vi) Custos de consumo de gás (no caso de se tratar de uma máquina de

LBM que utilize gás) e (vi) Custos de depreciação.

O custo inicial desta tecnologia é bastante elevado, pois, as máquinas de LBM são caras. No

entanto, os custos posteriores não são elevados. Sobretudo, tendo em conta que geralmente

as peças que se obtêm por esta tecnologia são impossíveis de obter de outra forma. Para

além disso, normalmente, nos casos em que é possível obter a mesma peça por electro -

erosão, os custos são maiores. Por isso, a longo prazo, as máquinas de LBM acabam por ser

um bom investimento [Shadi (2010)].

2.2.4. Segurança

As máquinas de LBM devem ser monitorizadas em todos os momentos por um operador

atento e bem treinado. O não cumprimento desta prática representa o maior risco de

segurança para o sistema laser, a instalação em que opera e o pessoal nas proximidades.

Além da atenção e treino do operador, há uma grande quantidade de considerações de

segurança que devem ser feitas ao comprar estas máquinas. Em termos gerais, estas

considerações podem ser classificadas como: Considerações diretas de exposição à energia

do laser, considerações sobre o fogo, considerações sobre o escape e considerações

elétricas. Os lasers visíveis e próximos ao infravermelho, como o Nd: YAG, podem causar

danos na retina, enquanto os lasers de infravermelho, como o CO2 e os lasers ultravioleta

podem causar danos na córnea. As lesões ocorrem quando uma pessoa é sobre-exposta,

vendo o raio laser diretamente ou refletido. Óculos de segurança adequados e outras

medidas de controlo podem ajudar a reduzir o risco de lesões oculares. Os óculos de

proteção - que envolvem lentes de várias densidades e cores - são especificamente

adaptados ao comprimento de onda e potência do laser utilizado. O laser de CO2 tem sido

conhecido por causar lesões na pele. Os mais notáveis são furos através dos dedos e

queimaduras de terceiro grau. Na maioria dos casos, essas lesões não são debilitantes. Mais

uma vez, a proteção adequada da pele pode ajudar a reduzir o risco de lesões. Sob certas

condições adversas, os materiais que estão sendo processados a laser têm potencial para

inflamar e continuar a queimar, o que pode causar danos à máquina, juntamente com a

propriedade circundante. Sistemas de ventilação entupidos e cilindros de gás são outras

fontes de risco de incêndio ou explosão. O processamento de material laser produz fumos

que devem ser removidos da área de processamento de material de um sistema a laser e

8

manipulados de forma segura e apropriada. O ideal é filtrar os subprodutos do fluxo de ar de

exaustão antes de ventilar para o exterior sempre que possível [thefabricator (2017)].

2.3. Perspetivas de desenvolvimento

As máquinas de LBM estão em constante evolução. Esta tecnologia continua a suscitar um

grande interesse na área da investigação, pois, existe a necessidade de produzir produtos

cada vez menores, mais detalhados e com melhor acabamento. No futuro haverá certamente

um grande foco na área da investigação para o desenvolvimento da precisão, a diminuição da

zona afetada por calor, a flexibilidade de orientação do feixe e a minimização do custo do

sistema de instalação, manutenção e exploração do sistema a laser [Dubey (2008)].

Uma possível e provável evolução futura das máquinas de LBM é a incorporação de um

sistema de proteção da zona a maquinar por via da utilização de gás inerte (à semelhança

daquilo que já se faz na soldadura a laser). Dessa forma, teoricamente, será possível obter

melhores acabamentos. Um ponto fraco destas máquinas é maquinar superfícies não

planares, que, embora seja possível, geralmente fica com uma qualidade inferior à desejável.

Por isso, esse será certamente um dos problemas a resolver num futuro próximo. Estas

máquinas irão tornar-se na tecnologia de eleição para o fabrico de dispositivos MST, MEMS e

MOEMS [Mishra et al. (2015)].

Surgirá uma maior variedade de lasers, com diferentes comprimentos de onda d e ultra-violeta

profundo a infra-vermelho e diferentes durações de pulso de microssegundos a

femtossegundos. Estes novos comprimentos de onda e durações de pulso permitirão

maquinar uma gama maior de materiais com qualidade superior à atual.Com o seu poste rior

desenvolvimento poderá ser possível substituir qualquer tipo de fabrico. Resumindo, estas

máquinas serão cada vez mais utilizadas [Dubey (2008)].

2.4. Investigação

Nesta secção apresenta-se um conjunto de breves resumos de artigos e dissertações

publicadas nos últimos anos na área da maquinagem a laser, para que se possa perceber

quais as principais tendências de investigação nesta área. [Voisey et al. (2000)] estudaram o

fenómeno de ejeção de material fundido em alumínio, nickel, titânio, aço, tungsténio, cobre e

zinco, efetuando ensaios de furação a laser Nd:YAG com diferentes densidades de potência.

Descobriram que a taxa de remoção de material primeiro aumenta e, após um valor critico,

diminui com o aumento da densidade de potência para todos os metais testados. [T. C. Che n

et al. (2005)] efetuaram um estudo experimental da micro-maquinagem a laser de “wafers” de

safira e silício, que demonstrou que a taxa de remoção de material aumenta com a densidade

de energia do feixe de laser e que é independente da velocidade do avanço do mesmo. [F.

Quintero et al. (2006)] efetuaram ensaios de corte por feixe laser em materiais cerâmicos

usando gás de proteção aplicado por jato. Descobriram que com o bocal a 45º e a distância

entre este e o ponto de laser igual a 3mm, se obtém a taxa de remoção de material máxima,

que, por sua vez é superior àquela que se obteria sem proteção gasosa. [F. A. Al-Sulaiman et

9

al. (2006)] estudaram o efeito da intensidade do laser e da velocidade de avanço, na largura

do corte em corte a laser de de diversos compósitos fibrosos. Descobrindo que a largura

aumenta com a intensidade do laser e com a diminuição da velocidade de avanço. [C.

Karatas et al. (2006)] descobriram que a largura do corte reduz-se ao mínimo quando o foco

do laser é mantido à superfície da peça a trabalhar quando esta tem uma espessura menor

que 1,5 mm.

[G. Thawari et al. (2005)] mostraram que o acabamento, ou seja, a rugosidade da superfície

maquinada, melhora com o aumento da sobreposição do ponto de laser. [L. Li et al. (2007)]

propuseram as condições específicas de corte para que não se formem estrias no caso de

chapas de aço de 2 mm de espessura. [N. Rajaram et al. (2003)] mostraram que a redução

na intensidade do laser e o aumento da velocidade de avanço levam à diminuição da zona

afetada pelo calor. [L. Shanjin et al. (2006)] descobriram que a dimensão mínima da zona

afetada pelo calor pode ser obtida com energia de pulso média, alta frequência de pulso, alta

velocidade de corte e a alta pressão de gás de proteção. Sendo que, relativamente aos gases

a usar, o árgon e o azoto, mostraram obter menor dimensão da zona afetada pelo calor em

comparação com oxigénio. Os ensaios foram realizados em chapas de ligas de titânio.

[J. P. Cosp et al. (2002)] descobriram as condições ótimas para corte a laser de porcelana

para evitar a formação de fendas. [N. Masmiati et al. (2007)] aplicaram a metodologia

Taguchi para estudar o efeito do número de pulsos, pressão do gás de proteção, distância do

bocal ao ponto de laser e diâmetro do bocal na taxa de remoção de material e inclinação das

paredes da cavidade maquinada. [C.H. Li et al. (2007)] aplicaram a metodologia de design

robusto de Taguchi para estudar a largura do corte e a zona afetada pelo calor durante o

corte a laser de pacotes QFN usando um laser de estado solido bombeado por díodo. Os

parâmetros de entrada estudados foram a intensidade do laser, a frequência do laser e a

velocidade de corte. [S.H. Lim et al. (2006)] utilizaram a metodologia Taguchi para estudar a

rugosidade das superfícies obtidas durante o corte a laser a alta velocidade de chapas de

aço inoxidável. [A. Almeida et al. (2006)] aplicou a abordagem FD (Factorial Design) para

determinar os efeitos da energia de pulso, a taxa de sobreposição dos pulsos, e o tipo de gás

de proteção na rugosidade superficial e na irregularidade das arestas durante o corte com

laser do tipo Nd:YAG de titânio puro e liga de titânio Ti -6Al-4V.

[G. Tani et al. (2003)] desenvolveram um modelo matemático para a avaliação da espessura

da camada de material fundido no corte a laser de aços. [B.H. Zhou et al. (2004)]

desenvolveram um modelo teórico para a estimativa da profundidade de corte relativamente

às propriedades do material e a velocidade de corte para materiais não metálicos usando

laser de CO2 de baixa potência. [S.H. Lee et al. (2001)] previram o perfil da zona afetada

pelo calor e o perfil de corte de peças acabadas a laser usando o método dos elementos

finitos. [J.M.P. Coelho et al. (2004)] desenvolveram um modelo 3D da distribuição da

temperatura para o corte a laser de filmes finos de termoplásticos. [B.F. Yousef et al. (2003)]

propuseram uma rede neural artificial para prever o nível de energia de pulso necessária para

10

criar uma cratera com a profundidade e diâmetro desejados durante o processo de

micromaquinagem a laser.

[K.P. Singh et al. (2014)] estudaram o efeito de parâmetros do processo como a intensidade

do laser, a velocidade de corte e a pressão do gás de proteção na zona afetada pelo calor

para o polímero PMMA (vulgo acrílico). Concluíram que a zona afetada pelo calor era

diretamente proporcional à intensidade do laser e diminui com o aumento da velocidade de

corte. Também concluíram que a pressão do gás de proteção tem muito pouco efeito na zona

afetada pelo calor. [M. Prabhakaran et al. (2016)] investigaram o efeito do corte a laser em

chapas espessas de metais não-ferrosos usando laser de CO2. O efeito da intensidade do

laser, velocidade de corte, pressão do gás de proteção e distância do bocal ao ponto de laser

na rugosidade da superfície e na largura do corte foi analisado. [N. Abhimanyu et al. (2016)]

efetuaram otimização da qualidade do corte de aço com laser de CO2 pulsado. Foi

considerada a intensidade do laser, a velocidade de corte e a espessura do material para a

avaliação do processo. O “output” estudado foi a rugosidade superficial. [P.V. Argade et al.

(2016)] estudaram o efeito da velocidade de corte, intensidade do laser e pressão do gás na

qualidade da superfície maquinada usando laser de CO2. A qualidade foi definida com a

rugosidade e a largura do corte. O planeamento dos ensaios utilizou o método Taguchi.

[V. Senthilkuma et al. (2015)] investigaram o efeito de parâmetros associados com o corte a

laser de CO2 de chapa de alumínio com 6mm de espessura. Os ensaios seguiram os arranjos

ortogonais de Taguchi L9 em que a intensidade do laser, a ve locidade de corte a pressão do

gás de proteção e a distância entre o bocal e o ponto de laser foram os parâmetros

estudados e a largura do corte e qualidade das arestas cortadas foram os “outputs”

investigados. [C. Leone et al. (2015)] trabalharam com corte a laser de chapas de ligas de

alumínio utilizando laser pulsado Nd:YAG. Variaram a direção de passagem do laser, a

duração de pulso e a velocidade de corte. [M. Madic et al. (2014)] estudaram o efeito do corte

a laser de CO2 usando a metodologia Taguchi. O objetivo foi determinar os valores dos

parâmetros de maquinagem ótimos para minimizar a rugosidade da superfície obtida. Os três

parâmetros estudados foram velocidade de corte, intensidade do laser e pressão do gás de

proteção. Os resultados mostraram que a rugosidade superficial era inversamente

proporcional à pressão do gás de proteção e diretamente proporcional à velocidade de corte

e à intensidade do laser. [M.N. Madia et al. (2013)] estudaram o efeito da distância de foco

do laser na rugosidade superficial de chapas de 1 mm de latão usando oxigénio como gás de

proteção.

[M. Sowjanya et al. (2013)] investigaram o efeito da frequência de pulso, largura de pulso,

velocidade de corte e intensidade do laser na taxa de remoção de material e largura de corte.

[M. Zaied et al. (2012)] utilizaram o método de análise estatística ANOVA para propor um

modelo matemático que relaciona parâmetros de rugosidade com a intensidade do laser e a

velocidade de corte.

11

Como se pode verificar por estes exemplos, as principais tendências de investigação nos

últimos anos nesta área têm sido estudar frequência de pulso, velocidade de avanço e

intensidade do laser como parâmetros de entrada e taxa de remoção de material e qualidade

superficial como parâmetros de saída, por isso, nesta dissertação, optou -se por seguir essa

tendência ao variar de ensaio para ensaio esses parâmetros de entrada, com percentagem

de corrente em vez de intensidade do laser, pois esta não dá para controlar diretamente.

Relativamente aos parâmetros de saída estudados, seguiu-se essa tendência, mas também

se estudou alguns “outputs” fora do habitual ao estudar dureza, e cor das superfícies obtidas.

12

3. Desenvolvimento teórico

Nesta secção, primeiro, resume-se de forma breve a metodologia Taguchi, oferecendo dessa

forma contexto para os arranjos ortogonais, seguindo-se a explicação detalhada dos

mesmos, pois, foi a partir dos arranjos ortogonais de Taguchi que se definiu todo o plano de

ensaios, com o objetivo de tornar este o mais eficiente possível para se conseguir obter uma

grande quantidade e qualidade de resultados para um número reduzido de ensaios.

3.1. Metodologia Taguchi

A técnica denominada Projeto Robusto, desenvolvida por Taguchi, é uma ferramenta

poderosa na otimização de produtos ou processos. Ela visa determinar as variáveis

(denominadas de fatores) que mais influenciam a variabilidade do processo ou produto. O

controlo destes fatores garante a qualidade do processo/produto (menor variabilidade), além

da otimização do seu desempenho [Ross (1991)] . O método Taguchi pertence a uma classe

de abordagens que assegura a qualidade através do projeto, neste caso através da

identificação e controle de variáveis críticas (ou ruídos) que fazem ocorrer desvios na

qualidade do produto e/ou processo [Vieira (1996)] .

A metodologia do Delineamento Robusto permite gerar as informações necessárias para

tomar decisões com pouco esforço experimental. A medida da qualidade durante o projeto e

desenvolvimento e a realização de ensaios eficiente para encontrar informações confiáveis

sobre os parâmetros de projeto são duas importantes questões para serem desenvolvidas no

Delineamento Robusto [Vieira (1996)]. Vários autores com pequenas alterações nos termos

e/ou nas etapas a serem seguidas, mostram como se realiza o delineamento de ensaios pelo

método Taguchi [Montgomery (1984)], [Antony et al. (1999)], [Pan et al. (2005)] .

As principais etapas são: (i) Objetivo do ensaio, procura-se nesta etapa determinar os fatores

mais importantes que afetam as características da qualidade (ou respostas) e

consequentemente reduzir a variabilidade nas respostas, (ii) Seleção das características de

qualidade, identificado o objetivo do ensaio, nesta etapa são selecionadas as respostas

apropriadas para o ensaio. As respostas de interesse mostram as características que se quer

obter do produto/processo analisado, (iii) Identificação dos fatores de controlo e S/R (razão

sinal/ruído), seleção de fatores que podem influenciar as características da qualidade bem

como a seleção dos níveis dos fatores. Fatores de controlo são aqueles que podem ser

controlados sob condições normais de produção, (iv) Seleção de fatores ruídos. Fatores

ruídos são aqueles que causam variação no desempenho funcional do produto/processo, (v)

Seleção de fator sinal. Fator sinal é aquele que afeta somente a média do processo/produto ,

(vi) Escolha do arranjo ortogonal (AO), seleção apropriada do AO de acordo com o número

de fatores e seus níveis que encaixe perfeitamente com o pretendido para o estudo, com

economia de tempo, trabalho e número de ensaios, (vii) Preparação experimental, nesta

etapa são elaboradas as matrizes de projeto para o ensaio e análise dos resultados

respetivamente, (viii) Análise estatística e interpretação dos resultados, na metodologia

Taguchi o objetivo sempre é reduzir a variabilidade nas respostas. O S/R é uma medida do

13

desempenho da variabilidade do produto/processo na presença dos fatores ruídos. A ideia é

maximizar o S/R e, desse modo, minimizar os efeitos dos fatores ruídos, (ix) Confirmação

experimental, alguns ensaios são feitos para a condição ótima e comparados com os

resultados previstos por Taguchi, para concluir se são satisfatórios e válidos.

3.2. Arranjos ortogonais

O arranjo ortogonal (AO) facilita e reduz o número de ensaios. As colunas da matriz

representam os fatores a serem estudados e as linhas os ensaios que serão realizados. Na

matriz ortogonal, colunas podem ser deixadas vazias (que correspondem às variáveis a

serem estudadas) sem prejuízo na análise. Linhas vazias, que corresponde deixar de realizar

algum ensaio, prejudica a ortogonalidade e compromete a análise e a confiabilidade dos

ensaios [Vieira (1996)].

A seleção do arranjo ortogonal a ser utilizada depende: do número de fatores e interações de

interesse e do número de níveis para estes fatores de interesse. Estes dois itens determinam

os graus totais de liberdade exigidos para todos os ensaios. Os graus de liberdade para cada

fator consistem no número de níveis menos um (υA = κA-1, onde κ é o número de níveis do

fator A e υ, o grau de liberdade do fator A). O número de graus de liberdade para uma

interação é o produto dos graus de liberdade dos fatores nessa interação (υAXB = υA. υB).

Graus de liberdade mínimos exigidos em série de ensaios consistem na somatória de todos

os graus de liberdade de fator e interação.

O número na designação do arranjo indica o número de graus de ensaios contidos no

mesmo, sendo o número de graus de liberdade disponíveis num certo arranjo equivalente ao

número de ensaios menos um (o arranjo L8 possui 7 graus de liberdade disponíveis) [Ross

(1991)]. Por exemplo, a tabela seguinte é chamada de arranjo de distribuição ortogonal L8 ou

simplesmente de arranjo ortogonal L8.

Tabela 1 - Arranjo de distribuição ortogonal L8 [Vieira (1996)]

O número à esquerda de cada fila é chamado de número do ensaio ou número da

distribuição, e vai de 1 a 8. Os alinhamentos verticais são chamados de colunas do arranjo

ortogonal, e todas as colunas contêm quatro vezes os numerais 1 e 2. Quando cada uma das

duas colunas consiste de numerais 1 e 2 e as quatro combinações (11), (12 ), (21) e (22)

14

aparecem com a mesma frequência, diz-se que estas duas colunas estão balanceadas ou

são ortogonais. Existem outros arranjos ortogonais como o arranjo ortogonal L8. Entre os

arranjos ortogonais mais frequentemente usados estão o L9, L16, L18, L27e L32. Para os

propósitos deste trabalho foi utilizado o arranjo ortogonal L16.

15

4. Desenvolvimento experimental

4.1. Bancada de ensaio

4.1.1. Máquina

Esta subsecção apresenta a máquina DML40SI, do fabricante DMG, utilizada para a

investigação experimental, descrevendo os seus diversos componentes, parâmetros

operativos e sistema de controlo dimensional. É ainda apresentado o programa de controlo

numérico Lasersoft 3D do fabricante Lasertec.

Componentes principais da máquina

A Figura 3 apresenta os principais componentes da máquina utilizada na investigação.

Figura 3 – Componentes da DML40SI

A máquina representada na Figura 3 utiliza uma unidade de laser que integra um laser

contínuo Nd:YAG. A área de trabalho para maquinagem é limitada a três eixos X-Y-Z com

valores máximos de 400-300-500 mm respetivamente.

O painel de controlo serve de plataforma entre o operador e a máquina. O operador cria um

ficheiro com a geometria que pretende maquinar que pode ser lido pelo software da máquina

após uma conversão de formatos do documento. Antes de iniciar a produção é ainda

necessário definir as dimensões da peça para referência da máqu ina e dar os parâmetros de

maquinagem pretendidos. Estes parâmetros devem também ser fornecidos ao programa

quando é realizada a conversão de ficheiros CAD.

Ao longo do processo de maquinagem a área de trabalho é fechada e não é permitido o seu

acesso até ao final da operação ou por cancelamento da operação pelo operador ou

problemas técnicos. Por razões de segurança a viseira que permite a obs ervação do

16

processo tem proteção contra radiação, contudo não é conveniente permanecer muito tempo

a olhar diretamente para o processo.

Componentes principais da unidade de laser

Na Figura 4 apresenta-se o esquema dos componentes principais que são responsáveis pela

criação do feixe de laser e dos correspondentes impulsos:

Figura 4 – Componentes da unidade Laser

A energia que irá ser debitada pelo feixe de laser é inicialmente fornecida por uma lâmpada e

carregada de forma contínua num cristal YAG. Com o interruptor Q fechado, a trajectória do

raio no interior do resonador encontra-se interrompida e, portanto, não é gerado nenhum

feixe de laser. Quer isto dizer que não se retira energia do cristal YAG e deste modo, o cristal

continua a acumular energia.

A amplitude das ondas estacionárias que são formadas quando o interruptor Q abre e a

correspondente intensidade do feixe de laser produzido é tanto maior quanto maior tiver sido

o intervalo de tempo em que o cristal YAG foi irradiado.

Abrindo e fechando periodicamente o interruptor Q é pois possível gerar impulsos de laser

cuja intensidade depende da frequência de fecho do interruptor Q e do tempo de abertura

que tiver sido imposto. Tempos de abertura reduzidos e frequências baixas conduzem a

impulsos de maior energia. Tempos de abertura da ordem dos 10 µs e frequências entre 5 e

45 kHz correspondem à janela das condições de corte características para um leque muito

variado de materiais passíveis de serem trabalhados por esta tecnologia.

Outros componentes

A DML40SI, a máquina utilizada para efetuar os ensaios desta dissertação , também inclui um

sistema de refrigeração da unidade laser, que utiliza água para manter a temperatura dos

componentes da unidade laser dentro de valores seguros para que não ocorra avaria. Inclui

também um sistema de aspiração dos detritos gerados pela operação de maquinagem

enquanto a mesma decorre, para que estes não se depositem e interfiram com o processo. E,

por fim, esta máquina tem também uma unidade de ar condicionado para garantir que os

seus componentes elétricos e eletrónicos não sobreaqueçam.

17

Parâmetros operativos

Existem vários parâmetros tecnológicos que podem ser controlados e que têm uma influência

decisiva no processo de maquinagem e na qualidade das superfícies maquinadas por laser.

Os que habitualmente podem ser controlados são os seguintes:

Grupo de input “Scanner”

I [%] – Percentagem da intensidade da corrente que passa na lâmpada que fornece a energia

ao laser. Altera diretamente a energia do pulso.

f [kHz] – Frequência de abertura do interruptor Q, ou seja, é também a frequência de pulso,

pois, é durante o tempo em que o interruptor Q está aberto que é gerado feixe de laser. Na

Figura 5 pode-se observar o efeito que diferentes frequências de pulso têm na intensidade do

laser.

t [µs] – Tempo em que o Q-Switch permanece aberto, ou seja, é também o tempo de pulso.

Para melhores resultados deve ser mantido a 10. Quanto menor for o tempo de pulso (com

frequência constante) maior é a energia do pulso.

v[ ] – Velocidade de avanço do laser. Tem como valor de referência o valor da

frequência de pulso em kHz multiplicado por 10, para que os pulsos tenham distâncias

semelhantes entre si, quer na direção de passagem do laser como na direção perpendicular a

essa (segundo o manual do software Lasersoft 3D). Deverá ser menor que o valor de

referência para partes pequenas e maior para partes de grandes dimensões.

Mode Aperture – Tem duas opções: “Big” para usar em operações de desbaste, significa que

o diâmetro do foco do laser é entre 80 µm a 100 µm; E “Small” para operações de

acabamento, em que o diâmetro do foco do laser é 30 µm.

Grupo de input “Timing” – Todos os parâmetros deste grupo são actualizados para valores

adequados ao carregar no butão “default” do grupo de imput “Scanner” sempre que algum

parâmetro desse grupo é alterado.

FPK – First pulse killer. Serve para suprimir os primeiros pulsos. Devido ao acumular de

energia excessivo quando o laser se reposiciona desde o final de um troço para o ínicio do

seguinte os pulsos iniciais de cada troço têm demasiada energia. Esta opção resolve esse

problema.

Feedrate – Velocidade da mesa para posicionamento quando a peça não está a ser

maquinada.

Grupo do menu “Tools and Settings”

Layers – Define o número de camadas de passagens do laser.

Layer Thickness – Define a espessura a retirar a cada passagem.

Track Distance - Define a distância entre duas passagens consecutivas do laser.

18

Cross Hatching – Selecionado faz com que camadas de passagens do laser consecutivas

tenham direções perpendiculares entre si, em vez de terem a mesma direção.

Unidirectional – Selecionado faz com que todas as passagens do laser tenham o mesmo

sentido. Não selecionado, passagens consecutivas terão sentidos opostos.

Figura 5 – Relação entre frequência, intensidade e energia

Controlo da precisão

O controlo da precisão em profundidade nas máquinas deste tipo realiza-se, habitualmente,

através de sensores de medição mecânicos ou óticos. Os primeiros são programados para

efetuar a medição da profundidade em intervalos regulares, sendo os valores medidos

comparados com os valores teóricos e reajustada automaticamente a potência do laser se

houver desvios a corrigir. Com os dispositivos do tipo optoelectrónic o a profundidade é

medida continuamente sobre toda a área maquinada e, se necessário, corrigida no impulso

seguinte do laser. Graças a este ciclo contínuo de medição, análise e ajustamento da

potência do laser é possível obter uma precisão inferior a +/ - 0,01 mm.

Relativamente à qualidade da superfície maquinada, o seu controle efetua -se através da

espessura das camadas removidas, sendo tanto melhor quanto mais finas forem essas

camadas. Atualmente, é possível obter acabamentos com cerca de 1 μm de Ra. A espessura

da camada superficial termicamente afetada é de 1 a 2 μm, inferior à obtida por electroerosão

que é da ordem de 4 a 10 μm.

No caso da máquina em particular utilizada para efetuar os ensaios desta dissertação, o

sensor ótico está avariado e, verificou-se através de ensaios experimentais que, embora o

apalpador (sensor mecânico) funcione corretamente, mesmo assim, a precisão obtida de

profundidade retirada não é boa, por isso, decidiu-se efetuar os ensaios da tese sem

qualquer espécie de controlo de precisão, o que, também não era necessário, pois, acabou

por não se definir a profundidade das cavidades, deixando esse valor como “output” a ser

estudado.

19

Figura 6 – Apalpador (sensor usado para medir a profundidade)

4.1.2. Melhorias

Apesar de todos os méritos da DML40Si, pensou-se que ainda se poderia melhorar alguns

aspetos desta máquina, por isso, implementou-se um sistema de proteção gasosa e um

sistema de ajuste da localização da superfície maquinada.

Sistema de proteção gasosa

A ideia de controlar a atmosfera junto à superfície a maquinar surgiu por se considerar que

dessa forma se iria reduzir a influência de fatores externos que poderiam influenciar os dados

das experiências, pois, a máquina não é estanque e, por isso, a atmos fera junto à superfície

a maquinar terá a composição e características da atmosfera na oficina toda, que poderão

variar de dia para dia de acordo com inúmeros fatores incontroláveis. Para além disso,

pensou-se também, que ao controlar a atmosfera, se obter ia melhores acabamentos, visto

que, por um lado, a limpeza da superfície em trabalho seria mais eficiente do que o habitual,

pois, o controlo seria localizado, através de um jato, ao passo que, o sistema de aspiração já

existente não é localizado e por isso é pouco eficiente, e, por outro lado, ao reduzir o teor de

oxigénio junto à superfície, haveria menos possibilidade de este interferir nos ensaios e

promover reações de oxidação que afetariam a qualidade da superfície obtida. Optou -se por

efetuar esse controlo através de um jato localizado de árgon direcionado para a superfície,

devido ao árgon ser um gás inerte. A instalação consistiu em uma botija de árgon ligada

diretamente a um manómetro para controlar a pressão, o que era necessário, na medida em

que, pressões demasiado altas iriam romper os tubos da instalação e pressões demasiado

baixas iriam fazer com que o jato não efetuasse a sua função de limpeza devidamente e,

também, para que houvesse repetibilidade nas experiências era necessário saber o valo r de

pressão. O manómetro foi ligado, por um tubo, a um caudalímetro, também essencial, visto

que, o caudal seria, em princípio, o principal parâmetro a influenciar a eficácia da proteção

gasosa. O caudalímetro foi ligado a um bocal por um tubo, que entrou na máquina pela sua

porta traseira, não podendo esta ser fechada, apenas encostada, para a zona onde se

encontra grande parte dos seus componentes elétricos e eletrónicos, entrando na zona onde

decorre o processo de maquinagem por um furo já existente des tinado à passagem fios

elétricos (este furo em concreto não estava a ser utilizado). O bocal inclui uma unidade

20

magnética que o permite fixar a qualquer superfície metálica, assim, foi através dessa

unidade que se fixou o bocal à superfície inferior do topo da zona destinada à operação de

maquinagem. Por fim, como o bocal era maleável e rígido, ou seja, era possível direcioná -lo e

ele permanecia nessa posição, posicionou-se a ponta deste a cerca de 1 centímetro do ponto

onde ocorre a operação e apontou-se nessa direção. De seguida pode-se observar uma

imagem do manómetro, do caudalímetro e do sistema de proteção gasosa em funcionamento

durante um teste em que se pode ver em destaque o bocal.

(a) (b) (c)

Figura 7 – (a) Manómetro, (b) Caudalímetro, (c) Ensaio a decorrer com o sistema de proteção gasosa

instalado e bocal em destaque

Posteriormente efetuou-se um conjunto de ensaios para aferir a eficácia do sistema. Em

seguida apresenta-se o planeamento, resultados e conclusões desses ensaios.

Tabela 2 – Resultado dos testes ao sistema de proteção gasosa

I[%] f[kHz] v[mm/s] MA Lt[µm] nªL p[bar] Q[L/min] T[min:s] z[µm] Ra[µm]

1 73 40 450 Big 4 10 0 0 04:22 30 2,080

2 73 40 450 Big 4 10 3 5 04:21 36 2,340

3 35 30 350 Small 1 20 0 0 10:47 18 0,899

4 35 30 350 Small 1 20 3 5 10:47 21 0,888

5 73 40 450 Big 4 10 3 3 04:32 31 2,234

6 73 40 450 Big 4 10 3 1 04:24 34 2,166

7 35 30 350 Small 1 20 3 3 10:48 15 0,892

8 35 30 350 Small 1 20 3 1 10:49 18 0,908

Na tabela encontram-se os resultados do conjunto de ensaios efetuados com o intuito de

verificar a eficácia do sistema de proteção gasosa. Foram feitas 8 experiências, 4 delas com

parâmetros de desbaste e 4 com parâmetros de acabamento. De entre cada um desses

conjuntos de 4 experiências uma delas foi feita sem proteção gasosa e as restantes 3 foram

feitas com diferentes caudais de árgon.

A profundidade (z) é a média da medição em 3 pontos e a rugosidade (Ra) é a média de 4

medições, duas verticais e duas horizontais.

21

Verifica-se que, para as experiências feitas com parâmetros de desbaste (1,2, 5 e 6), o uso

de árgon piora a rugosidade, sendo que, quanto maior o caudal de árgon, pior é a

rugosidade. Para as experiências feitas com parâmetros de acabamento, a diferença entre o

melhor e o pior valor de rugosidade é apenas duas centésimas, logo, o uso de árgon não

influencia a rugosidade.

Verifica-se que a duração das experiências é igual independentemente da atmosfera usada.

Em relação à profundidade obtida, embora esta varie, não parece haver um padrão que

relacione diretamente essa variação com o caudal de gás, sendo que, no entanto, a

profundidade é um pouco maior usando gás, no caso dos parâmetros de desbaste.

Este conjunto de experiências permite concluir que o uso de árgon não afeta de forma

positiva as superfícies obtidas. Por isso, decidiu-se não usar árgon nos ensaios da tese.

A ineficiência do sistema de proteção gasosa poderá dever-se ao facto de o feixe de laser

atingir uma área extremamente pequena, o que limita a área de reação gasosa e ao facto de

a maquinagem ser feita a alta velocidade, o que limita o tempo em que os gas es atmosféricos

reagem com o material.

Sistema de ajuste da localização da superfície maquinada

Devido ao facto de a câmara da DML40SI se encontrar avariada, não era possível controlar

com exatidão o local da superfície dos provetes a maquinar , o que é grave na medida em que

erros nessa localização poderiam fazer com que, no caso dos aços, houvesse o risco dos

ensaios se sobreporem, visto que, seriam feitos sobre a mesma placa, e, no caso dos

provetes de alumínio e titânio, houvesse o risco de falhar o provete, ou até mesmo,

simplesmente de maquinar por cima da numeração dos mesmos. Assim, era essencial

encontrar uma solução para esse problema que permitisse definir corretamente as

coordenadas da zona a maquinar. A solução encontrada foi um batente que pudes se ser

aparafusado à mesa de trabalho da máquina, permitindo assim, encostar os provetes a esse

batente e usar os “offsets” da máquina para definir o local a maquinar. Decidiu-se que o ideal

seria um batente em forma de “L” com um ângulo de 90º cujo o vért ice deveria localizar-se

exatamente no centro da mesa, que corresponde à coordenada (x;y)=(0;0) e que pudesse

fixar-se à mesa com três parafusos. Ao efetuar o projeto do batente, teve-se em

consideração a localização dos furos roscados da mesa relativamente ao centro e que se

deveria utilizar a menor quantidade de material possível que ainda assim cumprisse com as

especificações. Relativamente à espessura, considerou-se que não deveria ser maior que a

dos provetes para que não houvesse nenhum risco de se interpor entre o feixe de laser e a

superfície a maquinar, e que embora não tivesse constrangimentos mínimos, considerou -se

que não se justificava desperdiçar recursos a reduzir a espessura do bruto mais q ue o

necessário. Relativamente ao material a usar, tendo em conta a sua função, não havia

qualquer constrangimento, pelo que, se optou por usar um “resto” de aço existente no Núcleo

de Oficinas. Quanto ao fabrico do batente em si, tendo em conta que era necessário obter as

22

medidas da localização dos furos com bastante precisão, este foi fabricado pelos funcionários

do Núcleo de Oficinas. De seguida, apresenta-se uma imagem do desenho técnico do batente

e uma imagem do mesmo instalado na mesa de trabalho da máquina.

Figura 8 – Batente instalado na mesa de trabalho da DML40SI

Figura 9 – Desenho técnico do batente

23

4.2. Materiais

Para efetuar uma escolha adequada de materiais para produzir os provetes a usar nos

ensaios experimentais desta dissertação, teve-se em consideração não só as aplicações da

maquinagem a laser e quais os materiais mais frequentemente utilizados nessas indús trias,

mas também, se esses materiais poderiam ser fácil e rapidamente adquiridos. De seguida,

reflete-se sobre essa escolha para cada um dos materiais utilizados, bem como, se apresenta

a composição química dos mesmos.

4.2.1. Liga de alumínio AA1050

Um dos materiais escolhidos foi a liga de alumínio comercialmente pura AA1050.

Evidentemente que, sendo que, a par dos aços, as ligas de alumínio estão entre os materiais

mais usados, sobretudo por aliar o baixo preço a boas propriedades mecânicas e uma baixa

densidade, ter-se-ia que usar uma liga deste material. Esta liga em particular, é muito usada

nas indústrias elétrica e química devido à sua elevada condutibilidade elétrica, resistência à

corrosão e maquinabilidade. Este material também se destaca de outras ligas pela sua

condutividade térmica, no entanto, tem baixa resistência mecânica . Em seguida apresenta-se

uma tabela com a composição química deste material [coppermetal (2017)].

Tabela 3 – Composição química da liga de alumínio AA1050 [coppermetal (2017)]

Composição

Química

Alumínio 99,50

Silício 0,25

Ferro 0,40

Cobre 0,05

Manganês 0,05

Magnésio 0,05

Zinco 0,05

Titânio 0,03

4.2.2. Liga de titânio Ti-6Al-4V

Outro dos materiais selecionados para os ensaios foi a liga de titânio mais utilizada na

indústria, cuja designação é Ti-6Al-4V. Esta liga destaca-se por ter elevada resistência

mecânica, baixa densidade e uma excelente resistência à corrosão. Devido a essas

características é um material muito usado na indústria aeroespacial e tam bém na indústria

biomédica para o fabrico de implantes e próteses. Foi sobretudo devido a esta última

aplicação que se decidiu usar este material nos ensaios, pois, a fresagem a laser é muito

usada para esse mesmo fim. Segue-se a tabela com a composição química desta liga

[cartech (2017)].

24

Tabela 4 – Composição química da liga de titânio Ti-6Al-4V [cartech (2017)]

Composição

Química

Titânio 88,10

Alumínio 6,75

Vanádio 4,50

Ferro 0,30

Oxigénio 0,20

Carbono 0,08

Azoto 0,05

Hidrogénio 0,02

4.2.3. Aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Também se optou por efetuar ensaios com aço, visto que é o material mais usado na

indústria, de tal forma, que se optou por usar dois aços de características diferentes. O

primeiro, é um aço ligado com mais de 1% cada de crómio, manganês e níquel na sua

composição, que tem a designação de DIN 40CrMnNiMo8-6-4, por vezes também

referenciado por W. Nr 1.2738. Este aço destaca-se por ter muito boa maquinabilidade, boa

polibilidade e boa resistência à corrosão. É especialmente adequado para o fabrico de

ferramentas de trabalho a frio e, sobretudo, é muito usado para moldes de injeção de

plásticos, sendo que, é esta última aplicação que justifica o uso deste aço em particular nos

ensaios, pois, a maquinagem a laser é muito usada para o fabrico de cavidades moldantes .

De seguida, apresenta-se a tabela com a respetiva composição química deste aço

[thyssenfrance (2017)].

Tabela 5 – Composição química do aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 [thyssenfrance (2017)]

Composição

Química

Ferro 95,00

Carbono 0,40

Manganês 1,50

Crómio 1,90

Níquel 1,00

Molibdénio 0,20

Enxofre 0,01

25

4.2.4. Aço DIN X40CrMoV5-1

O segundo aço que foi usado nos ensaios, é um aço ligado com bastante Crómio (5%), que

também inclui Sílicio, Vanádio e Molibdénio. A sua designação é DIN X40CrMoV5-1, podendo

também ser identificado por, W. Nr. 1.2344. Este aço destaca-se por ter excelentes

propriedades mecânicas a altas temperaturas, sobretudo, resistência à fadiga e não é

vulnerável a fendas em caso de choque térmico. Devido à presença de Vanádio, também tem

uma excelente resistência à abrasão a qualquer temperatura. Outras propriedade s relevantes

são também a sua tenacidade e ductilidade. É ideal para o fabrico de ferramentas de trabalho

a quente e é muito usado para moldes de fundição, aplicação essa que motivou o interesse

em trabalhar com esse material no âmbito desta dissertação, pois, a fresagem a laser é muito

usada na indústria dos moldes. De seguida, apresenta-se a tabela com a composição

química [westyorkssteel (2017)].

Tabela 6 – Composição química do aço DIN X40CrMoV5-1 [westyorkssteel (2017)]

Composição

Química

Ferro 90,86

Carbono 0,39

Silício 1,00

Crómio 5,40

Vanádio 1,00

Molibdénio 1,35

4.3. Plano de ensaios

De entre os vários parâmetros de entrada que é possível definir na máquina, decidiu -se

selecionar três para estudar, visto que, como as experiências seriam feitas em quatro

materiais, esse era o maior número de parâmetros que se podia estudar, pois, mais que isso

geraria demasiadas combinações, o que implicaria efetuar demasiados ensaios tendo em

conta o tempo e os recursos disponíveis. Assim, optou-se por estudar a frequência de pulso,

a velocidade de avanço do laser e a percentagem de corrente da lâmpada, pois, estes são os

parâmetros de entrada mais relevantes na medida em que são os que têm uma influência

maior no resultado obtido. Optou-se por utilizar quatro valores diferentes de cada um desses

três parâmetros, para cada material, mais uma vez, porque, mais do que quatro geraria

demasiadas combinações. Os valores escolhidos foram definidos da seguinte forma, primeiro

definiu-se a frequência com base na seguinte tabela de frequências recomendadas presente

no manual do software de controlo da máquina.

26

Tabela 7 – Frequências de pulso recomendadas para cada material (retirado do manual do software

Lasersoft 3D)

Material Intervalo de frequências Comentário

Aço 25 – 45 kHz Velocidade de avanço

entre 150-600 mm/s

Alumínio 10 – 25 kHz

Titânio 35 – 40 kHz

Assim, como dois dos materiais são aços e como as frequências recomendadas para o titânio

são semelhantes às dos aços, optou-se por utilizar os mesmos quatro valores para estes três

materiais, o que permite fazer uma comparação mais direta dos resultados. Relativamente ao

alumínio, teve que se escolher valores de frequência mais baixos, pois, o valor mais alto

recomendado para este material é igual ao valor mais baixo recomendado para o aço. De

seguida, teve-se em conta que o manual recomenda o uso de uma velocidade igual a dez

vezes o valor da frequência em kHz, assim, tentou-se que os quatro valores escolhidos para

a velocidade não fugissem muito do intervalo de valores compreendida entre dez vezes a

frequência mínima em kHz e dez vezes a máxima, tentando também, usar velocidades altas

para que a duração dos ensaios fosse a menor possível . Relativamente à percentagem de

corrente, teve-se em conta que o manual recomenda não usar percentagens de corrente

inferiores a 30% nem superiores a 90%. Optou-se também por recorrer ao método dos

Arranjos ortogonais de Taguchi , que permite obter os mesmos resultados sem que se

tenha que usar todas as combinações possíveis entre os 4 valores de frequência, velocidade

e percentagem de corrente, o que era necessário na medida em que, as combinações todas

possíveis seriam 4x4x4=64 para cada conjunto de experiências de cada material, se se

multiplicar pelos quatro materiais e por dois, pois, também é necessário efetuar os ensaios

de confirmação, então, seria necessário efetuar um total de 512 ensaios, o que, tendo em

conta que cada um desses ensaios também incluí ter que se medir rugosidade, dureza, tirar

imagens no microscópio, etc… Então, não era de todo possível, realizar todos esses ensaios

com o tempo e os recursos disponíveis. Recorrer ao método dos arranjos ortogonais de

Taguchi reduziu o número total de ensaios para 128, o que, provou ser adequado ao tempo e

recursos disponíveis. De seguida, apresenta-se a tabela com as combinações de valores de

frequência, velocidade e percentagem de corrente relativas a cada um dos 16 ensaios de

ambos os aços e da liga de titânio. No caso do alumínio, as combinações são as mesmas,

com os valores de frequência substituídos por 10, 15, 25 e 30, os de velocidade por 150, 250,

350 e 450 e os de intensidade iguais.

27

Tabela 8 – Plano de ensaios da liga de titânio e ambos os aços

Exp Nº f[kHz] V[mm/s] I[%]

1 20 150 30

2 20 300 50

3 20 450 70

4 20 600 90

5 30 150 50

6 30 300 30

7 30 450 90

8 30 600 70

9 40 150 70

10 40 300 90

11 40 450 30

12 40 600 50

13 50 150 90

14 50 300 70

15 50 450 50

16 50 600 30

Relativamente aos restantes parâmetros de entrada que é possível definir na máquina, optou-

se por mantê-los constantes de ensaio para ensaio. No caso de ambos os aços e da liga de

titânio, cujo material removido para ensaios com os mesmos parâmetros não varia muito,

optou por se definir o número de camadas de passagens do laser como 20 e a espessura de

camada a retirar igual a 2 µm por camada (sendo que, apenas posteriormente se veio a

perceber que devido a avaria no sistema de controlo de profundidade, esse valor não tem

qualquer influência). No caso da liga de alumínio, devido a, para iguais valores dos

parâmetros de entrada, o volume de material removido ser muito maior que no caso dos

restantes materiais, optou-se por definir o número de passagens como apenas 10 e a

espessura de camada igual a 1 µm, pois, se as cavidades ficassem demasiado profundas,

não seria possível medir a rugosidade da superfície. Quanto aos restantes parâmetros de

entrada, foram iguais para todos os ensaios e todos os materiais. A “mode aperture” foi

definida como “small”, que corresponde a um diâmetro do ponto do laser igual a 30 µm, o que

teve como objetivo obter melhores rugosidades, na medida em que, este é o modo

recomendado para acabamento. O tempo de pulso foi definido como 10 µs, pois, este é o

valor recomendado pelo manual e, pela mesma razão, a “track distance” foi definida como

0,01 mm. Selecionou-se “cross-hatching” e não se selecionou “unidirectional”, para que, a

direção de cada camada fosse perpendicular em relação à anterior e para que cada

passagem do laser fosse no sentido contrário que o anterior, com o objetivo de reduzir o mais

possível a influência da direção e sentido das passagens no perfil de rugosidade das

superfícies obtidas. Quanto às dimensões das cavidades, optou-se por defini-las como sendo

28

10 mm de largura por 10 mm de comprimento, com a profundidade a ser variável, devido a,

de entre as diferentes opções de dimensões para cavidades de teste, estas serem as

mínimas que são grandes o suficiente para se conseguir medir a rugosidade. Nem o FPK

(sistema de supressão de primeiros pulsos), nem o Z-Pos (desfocagem do laser para

operações de limpeza) foram usados nestes ensaios, bem como, os valores dos parâmetros

do grupo timing foram mantidos sempre iguais para que não houvesse diferenças n os

resultados gerados por estes, os seus valores foram os seguintes: jump=0, mark=0,

pmark=22, jspeed=150, on=1228, off=228, O-Seg=0,175;0,4 e LCWait=5, valores esses que

foram obtidos a partir de selecionar default para os parâmetros do ensaio nº1 da liga de

alumínio.

4.4. Procedimento experimental

Neste capitulo encontra-se a descrição de todo o procedimento experimental, não só de como

se efetuaram os ensaios, mas também de como as várias medidas foram obtidas e de como,

a partir dessas medidas se calculou os restantes valores relevantes, bem como, as

justificações das várias decisões tomadas relativas aos métodos usados.

4.4.1. Provetes

Liga de alumínio AA1050

Devido ao facto de este material ter sido obtido em bruto, foi necessário fabricar os provetes

a partir da barra paralelepipédica de 25x80x500 mm adquirida. Decidiu-se que o ideal seria

fabricar provetes paralelepipédicos de 25x25x20 mm, pois, assim seria possível efetuar os

ensaios, que são cavidades de 10x10 mm, nas 4 faces de 25x20 mm, tendo espaço nessas

mesmas faces para marcar o número das mesmas, sendo também possível segurar os

provetes pelas restantes duas faces, não tocando assim nas superfícies maquinadas. Ao

recorrer a esta estratégia foi possível utilizar um volume muito menor do material do que se

se tivesse usado apenas uma placa. Assim sendo, para fabricar os oito provetes necessários

(porque era necessário efetuar 32 ensaios usando quatro faces por provete), mais quatro

provetes extra, pois, poderia ocorrer o caso de alguns provetes não preencherem os

requisitos de qualidade após fabricados, ou, ocorrer algum erro em alguns ensaios, começou

por se cortar doze paralelepípedos com pelo menos 3 mm a mais do que o necessário,

utilizando o serrote mecânico que se encontra no Laboratório de Tecnologia Mecânica. De

seguida, utilizou-se a fresadora que se encontra no mesmo laboratório para atingir a

dimensão pretendida, que foi confirmada com um paquímetro. Posteriormente, como e ra

necessário garantir que a rugosidade das superfícies a maquinar era baixa e semelhante em

todas, poliu-se as faces de cada provete com duas lixas de água, a primeira com grão 400, e

a segunda com grão 600, até a rugosidade e o aspeto de todas as superfí cies de todos os

provetes fosse semelhante. Este passo foi muito importante, pois, se as superfícies não

fossem suficientemente lisas e semelhantes isso iria interferir com as medições de

profundidade e rugosidade dos ensaios. Posteriormente efetuou-se o recozimento dos

29

provetes à temperatura de 400°C durante duas horas utilizando o forno da marca Nabertherm

que se encontra no Laboratório de Maquinagem e Micro-Fabrico. O objetivo deste último

passo foi eliminar o histórico de deformações do mesmo homogeneizando assim as suas

propriedades. Por fim, marcou-se a X-ato os números das faces de cada provete, bem como,

o número de cada provete. Na imagem seguinte é possível observar quatro dos provetes

deste material com a face nº 1 de cada virada para cima e já com o respetivo ensaio

efetuado.

Figura 10 – Provetes da liga de alumínio AA1050

Liga de titânio Ti-6Al-4V

Relativamente a este material foram adquiridos provetes que já se destinavam a ensaios

mecânicos, no entanto, como estes apresentavam uma camada superficial oxidada, efetuou-

se também polimento, mas apenas das superfícies a maquinar. Utilizou -se primeiro uma lixa

de grão 120 seguida de uma de grão 320, pois, este material é mais duro e por isso mais

difícil de polir que o alumínio. As dimensões destes provetes são 40x20x10, sendo que, ao

longo dos 40 mm de comprimento existem duas caixas, uma aos 10 mm e a outra aos 30 mm

que circundam todo o provete ao longo da largura e espessura, ou seja, assim, estes

provetes apresentam em duas das suas faces uma zona central de 20x20 mm ideal para

efetuar os ensaios, sobrando espaço para numerar as faces com um X-ato. Assim, devido a

apenas essa zona ser adequada, efetuou-se dois ensaios por provete o que levou a que se

usasse 16 no total. Em seguida apresenta-se uma imagem com oito provetes deste material

com a face nº1 voltada para cima com os ensaios já efetuados.

Figura 11 – Provetes da liga de titânio Ti-6Al-4V

Aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Relativamente a este material, utilizou-se uma barra de 180x40x10 mm existente no NOF

(Núcleo de Oficinas do Técnico), que, à partida estando já trabalhada, já possuía as

características todas necessárias para que pudesse ser usada nos ensaios sem que lhe

fossem efetuadas operações ou tratamentos extra. Tendo em conta que todos os 32 ensaios

que era necessário efetuar cabiam na face de 180x40 mm, então, optou-se por não cortar

provetes individuais a partir da barra, o que permitiu realizar os ensaios com ma is eficiência,

pois, assim, foi possível efetuar os ensaios todos consecutivamente sem substituir os

30

provetes na máquina a cada ensaio. De seguida encontra-se uma imagem da respetiva barra

com os ensaios todos já realizados.

Figura 12 – Barra de aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 utilizada nos ensaios

Aço DIN X40CrMoV5-1

No caso deste material, adquiriu-se uma barra de 135x45x10 mm que, tal como no caso

anterior, à partida já possuía todas as características necessárias para que se pudesse

efetuar os ensaios. Assim, e visto que tal como no caso anterior todos os 32 ensaios cabiam

na face de 135x45 mm, optou-se por não cortar provetes individuais a partir da barra pelas

mesmas razões que no caso anterior. Em seguida é possível observar a imag em da respetiva

barra com os ensaios todos já realizados.

Figura 13 – Barra de aço DIN X40CrMoV5-1 utilizada nos ensaios

4.4.2. Ensaios

Relativamente ao procedimento dos ensaios, no caso da liga de alumínio, efetuou -se cada

conjunto de 16 ensaios em quatro provetes. Assim, a forma mais eficiente que se encontrou

foi colocar na máquina os quatro provetes com a mesma face voltada para cima e encostados

uns aos outros pelas faces de 25x25 mm, com essa mesma face orientada de frente. Assim,

devido à face a ser maquinada ter 25x20 mm, o “offset” a definir no programa que controla a

máquina, tem que ser 10 mm no eixo x e 12,5 mm no eixo y (somando 20 mm no eixo x para

cada ensaio posterior de entre esses quatro) para que a cavidade fique centrada. Após

definido o offset, define-se o zero do eixo z e de seguida efetuam-se mais quatro medições,

nos quatro cantos da futura cavidade distando 4 mm no eixo x e 4 mm no eixo y do centro

cada uma. Estas medições da cota z antes de maquinar são essenciais pois os provetes não

são perfeitamente planos e, assim, a forma mais correta de obter o valor de profundidade é

subtraindo a cota z final de cada um dos 5 pontos à cota inicial e calculando a média dos

mesmos. Após as medições define-se o valor de intensidade, frequência e velocidade desse

ensaio em concreto, define-se também o “mode aperture” que é “small” para todas as

experiências, bem como o tempo de pulso que é 10 µs também para todas. Após guardar

31

estes parâmetros, é necessário ir ao menu dos testes, definir qual a espessura por camada, o

número de camadas e a “track distance” que é 10 µm para todos os ensaios. Após todos

estes passos pode-se começar a maquinar. Toda esta sequência de passos desde a

definição dos “offsets” é repetida para os três ensaios seguidos e no final de cada um

registou-se o valor do tempo decorrido. Após esses quatro ensaios retirou -se os provetes da

máquina e colocou-se na máquina de ultra-sons durante quinze minutos com o objetivo de

retirar a camada superficial de sujidade das cavidades de uma forma não intrusiva.

Posteriormente a retirar os provetes da máquina de ultra-sons, pesou-se os provetes, e

voltou a colocar-se os provetes na máquina, desta vez com a face 2 voltada para cima e

repetiu-se o procedimento para as quatro experiências seguintes e assim sucessivamente.

No caso da liga de titânio, devido a serem utilizadas duas faces de cada um de oito provetes

para cada conjunto de 16 ensaios, fez-se um processo semelhante ao da liga de alumínio,

mas com oito provetes de cada vez. Quanto às coordenadas para o “offset”, estas foram, 10

mm no eixo x e 20 mm no eixo y, somando 20 mm no eixo x para cada ensaio. A orientação

dos mesmos foi semelhante à dos provetes da liga de alumínio, ou seja, a d imensão maior da

face a maquinar orientada segundo o eixo y, e os provetes dispostos consecutivamente ao

longo do eixo x. Quanto a ambos os aços, cada conjunto de 16 ensaios foi realizado sem

interrupções dentro da máquina e só no final se colocou a barra na máquina de ultra-sons,

sendo que, logicamente, não se efetuou pesagens. Quanto a coordenadas, em ambos os

casos começou-se com x=7 e y=7 para o primeiro ensaio, somando 11 mm no eixo x a cada

ensaio. Ao chegar ao final da barra somou-se 11 mm no eixo y e continuou-se regredindo 11

mm no eixo x a cada ensaio.

4.4.3. Obtenção de dados

Nesta secção é apresentada a forma como foram efetuadas as várias medições necessárias

para a obtenção dos dados.

Rugosidade

Um dos dados obtidos foi a rugosidade, pois, assim, é possível comparar e quantificar de

uma forma objetiva a qualidade do acabamento das cavidades. Para isso, utilizou -se o

rugosímetro presente no Laboratório de Metrologia e Qualidade, designado por Surfcorder

SE1200 da marca Kosaka Lab. Optou por se efetuar quatro medições por cada ensaio, duas

na vertical e duas na horizontal e posteriormente calculou-se a média dos valores obtidos.

Decidiu-se efetuar as medidas em duas direções diferentes, pois, poderia existir diferença n o

valor de rugosidade entre ambas, visto que, esta é sobretudo definida pela última camada de

passagens do laser e, como a distância entre as crateras e as dimensões das mesmas,

dependendo dos valores dos parâmetros de entrada, não são iguais em ambas as d ireções,

logo, pensou-se que desta forma se obteria um valor de rugosidade mais correto. Embora,

apenas o valor de Ra seja alvo de análise na discussão de resultados, quando se efetuou as

medidas obteve-se também os valores de Ry, Rz, Rt e Rp, cujas médias para cada ensaio se

encontram nas tabelas em anexo. De seguida apresenta-se o rugosímetro utilizado.

32

Figura 14 – Rugosímetro Surfcorder SE1200 da marca Kosaka Lab

Dureza

Outro dos dados obtidos foi a dureza Vickers, pois, tendo em conta que, devido à ação do

laser, a superfície atinge temperaturas altas ao ponto de ocorrer ablação, então, é razoável

suspeitar que a superfície sofra efeitos semelhantes aos de um tratamento térmico e, assim,

a sua dureza se altere. Efetuou-se três medidas por cada ensaio, e também se mediu a

dureza do material base, pois considerou-se que seria mais adequado estudar a variação de

dureza do que estudar apenas o valor absoluto da mesma. Utilizou -se o micro-durómetro

presente no Laboratório de Maquinagem e Micro-Fabrico, designado por HVS-1000 Digital

Micro Hardness Tester da marca Hardruler, utilizando uma carga de 9,8 N no caso da liga de

titânio e ambos os aços, e 4,9 N no caso do alumínio, pois, com a carga de 9,8 N a

indentação era grande demais o que impedia que se visualizasse os seus vértices no

microscópio. Para todos os materiais utilizou-se um tempo de carga de quinze segundos.

Para se efetuar as medições, primeiro foi necessário polir as superfícies dos ensaios, pois,

na maior parte dos casos, estas eram demasiado rugosas para se conseguir medir a dureza

com rigor, visto que, idealmente, para uma medida sem falhas é necessário que a cota de

todos os vértices da indentação seja a mesma. Teve-se o cuidado de não polir até se deixar

de vêr os fundos das crateras para garantir que os pontos em que se efetuasse a medição

ainda estavam dentro da zona afetada pelo calor. De seguida apresenta -se o micro-

durómetro utilizado.

Figura 15 – Micro-durómetro HVS-1000 da marca Hardruler

33

Potência

Também foi obtido o valor de potência consumida pela máquina em cada ensaio, pois, a

partir da potência é possível calcular a energia, e esta está diretamente relacionada com o

custo de maquinagem, o que confere bastante importância a este dado. Para obter esse

dado, utilizou-se um analisador de rede portátil designado por AR6 da marca C ircutor. Esse

aparelho mede a intensidade da corrente e a voltagem em cada fase (a máquina é um

sistema trifásico), e calcula o valor de potência consumida instantâneo a partir desses dados.

Para isso, é necessário instalar o aparelho na rede de acordo com o seguinte diagrama.

Durante cada ensaio registou-se o valor de potência medido em três momentos distintos,

calculando posteriormente a média, pois, a potência vai variando ao longo do processo de

maquinagem. Em seguida, para além do diagrama da instalação do aparelho, encontra-se

também uma imagem do analisador de rede portátil utilizado.

(a) (b)

Figura 16 – (a) Analisador de rede portátil AR6 da marca Circutor; (b) Diagrama de instalação do

aparelho (retirado do manual do analisador de rede portátil AR6)

Cromatografia

Quando se começou a efetuar os primeiros ensaios, verificou-se que, inesperadamente, as

superfícies maquinadas dos diferentes ensaios apresentavam cores diferentes umas das

outras, assim, decidiu-se estudar qual a influência dos parâmetros de entrada na cor obtida.

Para tornar esse estudo o mais objetivo possível decidiu -se obter o valor de RGB, ou seja, o

valor de cada uma das três cores primárias para cada um dos ensaios. Para isso, digitalizou-

se a superfície dos provetes utilizando o scanner que presente no Laboratório de

Maquinagem e Micro-Fabrico, posteriormente, utilizou-se o MS Paint para obter os valores

das cores primárias de cinco pontos em cada ensaio (o centro e os quatro cantos),

calculando a média de cada uma das três cores.

Microscópio

Também foram obtidas imagens de microscópio das superfícies dos ensaios, pois, dessa

forma, é possível observar as dimensões e geometria das crateras deixadas pelo laser e,

assim, ficar a conhecer o padrão característico, ou seja, a “impressão digital” deixada p ela

máquina, e, relacionar as variações desse padrão com as várias combinações de parâmetros

34

de entrada. Para obter as ditas imagens, utilizou-se o microscópio presente no Laboratório de

Maquinagem e Micro-Fabrico, designado por Versamet 3 da marca Union. Obteve-se imagens

com aproximação de 10x para todos os ensaios e de 20x e 50x para apenas os ensaios com

as superfícies menos rugosas, pois, para maiores aproximações só se consegue obter um

foco consistente ao longo da superfície para superfícies muito li sas, sendo que, apenas as

imagens com aproximação de 50x foram analisadas, pois, só essa aproximação, que é a

máxima do microscópio, se consegue aferir, a partir da escala, qual a dimensão das crateras

e a distância entre as mesmas. Para confirmar os valores das aproximações escritos nas

objetivas (o que era necessário, pois, o microscópio tem um manipulo que também tem

valores de aproximação, o que gera a dúvida de qual deles é que se deve ter em conta),

observou-se uma régua com divisões a cada meio milímetro ao microscópio. Constatou-se,

que com a objetiva da alegada aproximação das 10x, esse meio milímetro observado

correspondia exatamente à escala, que tem 5 mm, ou seja, realmente foi aproximado 10x.

Assim, chegou-se à conclusão que os valores escritos nas objetivas eram os corretos e que

as aproximações usadas eram, realmente, 10x,20x e 50x. De seguida, apresen ta-se uma

imagem do microscópio utilizado.

Figura 17 – Microscópio Versamet 3 da marca Union

4.4.4. Cálculos

Nem todos os dados foram obtidos através de medições, alguns foram obtidos por cálculos a

partir das medidas. Nesta secção apresentam-se esses cálculos.

Taxa de remoção de material

A taxa de remoção de material mássica (MRRm) em g/s foi obtida a partir da taxa de remoção

de material volumétrica (MRRv) em de acordo com a seguinte equação em que é a

densidade em g/ .

35

A taxa de remoção de material volumétrica foi obtida de acordo com a seguinte equação, em

que é o volume de material removido em e é o tempo decorrido desde o início até ao

fim do ensaio em segundos.

O volume removido é calculado de acordo com a seguinte equação em que = 10 mm e =

10 mm são os lados da cavidade e é a profundidade em mm.

A profundidade é obtida subtraindo a cota final (após maquinar) à cota inicial (antes de

maquinar), sendo que os valores destas cotas são as médias de cinco medidas cada, com as

medidas a serem uma no centro da cavidade e as restantes quatro nos quatro cantos da

cavidade distando 4 mm em ambas as direções do centro, sendo o ponto de referência, ou

seja, o zero, a medida do ponto central antes de se maquinar .

Inicialmente, nos casos do alumínio e do titânio, a taxa de remoção de material mássica tinha

sido obtida dividindo a diferença de massa em gramas pelo tempo de maquinagem em

segundos, sendo que essa diferença de massa tinha sido obtida pesando os provetes antes

dos ensaios e depois dos ensaios. No entanto, como a balança só tinha precisão até às

centésimas de grama, que é a ordem de grandeza da massa removida nos ensaios, então

optou-se por aplicar o método descrito acima a esses dois materiais também, vis to que, as

medidas das cotas obtidas pelo apalpador têm até 1 µm de precisão, o que leva a que a taxa

de remoção de material mássica obtida por esse método tenha uma precisão superior.

Energia

A energia total em kJ foi obtida multiplicando a potência (P) em kW pelo tempo de

maquinagem ( ). Sendo que a potência é a média de três medidas efetuadas no decorrer da

operação de maquinagem.

36

5. Análise de resultados

Nesta secção são apresentados e discutidos os resultados obtidos mais importantes. Assim,

segue-se uma análise à taxa de remoção de material, à rugosidade, à dureza, à

cromatografia, a imagens de microscópio e à energia. Optou-se por deixar de fora da análise

a potência, pois considerou-se que seria redundante com a energia e que de entre esses dois

parâmetros, a energia era mais importante pois está diretamente relacionada com o custo.

Em cada uma das análises, a análise é feita para cada material em separado, exceto no caso

da energia, que, como é independente do material, optou-se por fazer essa análise apenas

uma vez. No caso da taxa de remoção, rugosidade, dureza e energia a análise é feita a partir

de gráficos 3d e as respetivas tabelas usadas para os criar, em que nos eixos do x e y

aparece um par de parâmetros de entrada de entre os três usados nas experiências e sendo

o eixo z o output (por exemplo a taxa de remoção).

Desta forma, cada análise inclui três gráficos, sendo que, é importante ter em conta que o

parâmetro que fica de fora em cada gráfico também tem um papel importante nesse mesmo

gráfico, pois, o conjunto de experiências que se decidiu fazer, seguindo os arranjos

ortogonais da metodologia Taguchi, não inclui as combinações todas possíveis entre

parâmetros, o que leva a que, em cada gráfico, esse parâmetro não seja cons tante, sendo

que, também não é função de nenhum dos outros dois . Por isso, para uma melhor leitura dos

gráficos deve-se ter em conta que a linha proporcional de parâmetros de entrada em cada

gráfico, ou seja, x=y é uma linha em que o parâmetro que fica de fora é mínimo e a linha

inversamente proporcional, ou seja, x=-y é uma linha em que o parâmetro que fica de fora é

máximo (como exemplo deste conceito, observe-se a figura 18, em que está a taxa de

remoção de material em função da frequência de pulso e da percentagem de corrente, nessa

figura os pontos (10; 30), (15; 50), (25; 70) e (30; 90) são os pontos em que a velocidade é

mínima, respetivamente, 150 mm/s, enquanto que, os pontos (10; 90), (15; 70); (25; 50) e

(30; 30) são pontos em que a velocidade é máxima, respetivamente 450 mm/s).

Relativamente à cromatografia, a análise é feita a partir dos valores de RGB e das imagens

dos provetes tabelados com as combinações de todos os parâmetros de entrada com o

objetivo de encontrar a relação entre estes e as cores obtidas.

5.1. Taxa de remoção de material

Antes da análise à taxa de remoção, é importante referir o que seria de esperar.

Relativamente à percentagem de corrente, obviamente que seria de esperar que uma maior

percentagem de corrente levaria a uma maior taxa de remoção de material, pois, aumenta

diretamente a intensidade do feixe de laser. Quanto à frequência de pulso é mais difícil de

prever, por um lado, menores frequências permitem um acumular de energia no laser que

torna os pulsos mais energéticos, mas por outro lado, há uma quantidade menor de pulsos e

por isso, não é possível afirmar qual desses fatores terá maior influência. No que diz respeito

à velocidade acontece algo semelhante à frequência, ou seja, há dois fatores de influência

37

contraditória. Por um lado, com uma maior velocidade, o material é removido mais

rapidamente, mas por outro lado, com uma maior velocidade não vai haver, logicamente, uma

quantidade tão grande de material removido.

E importante também referir que os valores de taxa de remoção de material estão em g/s, os

da frequência em kHz, da percentagem de corrente em percentagem e da velocidade em

mm/s.


Tabela 9 – MRRm[ ] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%]

f\I 30 50 70 90

10 6,23E-05 1,26E-04 2,01E-04 2,66E-04

15 3,93E-05 7,21E-05 2,37E-04 3,43E-04

25 1,39E-05 8,24E-05 8,46E-05 1,91E-04

30 5,96E-06 4,28E-05 1,04E-04 1,27E-04

Figura 18 – Taxa de remoção de material em função de frequência de pulso e percentagem de corrente

para a liga de alumínio AA1050

Observando com atenção este gráfico, é possível constatar que, como era previsível uma

maior percentagem de corrente traz uma maior taxa de remoção de material. Quanto à

frequência, parece também não haver dúvidas, segundo este gráfico de que baixas

frequências levam a maior a taxa de remoção de material. No entanto, observando mais

criteriosamente, constata-se que existe um valor ótimo de frequência, o que faz sentido, pois,

menores frequências levam a pulsos mais energéticos (com essa relação a não ser linear,

pois, o cristal YAG está limitado na quantidade de energia que consegue acumular), o que

provocaria maior taxa de remoção de material, mas também a menos pulsos (com esta

relação a ser linear), o que provocaria menor taxa de remoção de material, e assim, com

esses dois fatores contraditórios, um deles linear e o outro não, a influenciarem a taxa de

remoção de material, leva a que haja um valor de frequência que maximiza a taxa de

remoção de material. Para encontrar esse ponto seria necessário aplicar técnicas de

otimização aos resultados obtidos. No que diz respeito ao parâmetro implícito, a velocidade,

o gráfico revela que uma velocidade maior leva a uma taxa de remoção maior, pois, ao longo

da linha x=y, em que a velocidade é mínima, há claramente menor taxa de remoção

relativamente à linha x=-y em que a velocidade é máxima.

38

É de notar também que a influência da percentagem de corrente é substancialmente superior

à influência dos outros dois parâmetros de entrada.

Tabela 10 – MRRm[ ] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%]

V\I 30 50 70 90

150 6,23E-05 7,21E-05 8,46E-05 1,27E-04

250 3,93E-05 1,26E-04 1,04E-04 1,91E-04

350 1,39E-05 4,28E-05 2,01E-04 3,43E-04

450 5,96E-06 8,24E-05 2,37E-04 2,66E-04

Figura 19 - Taxa de remoção de material em função de velocidade de avanço e percentagem de

corrente para a liga de alumínio AA1050

Observa-se, mais uma vez, que a percentagem de corrente é o parâmetro mais influente e

que, quanto maior esta é, maior é a taxa de remoção de material. Quanto à velocidade,

confirma-se que, de facto, tem um efeito positivo na taxa de remoção de material. No entanto,

para as duas intensidades mais baixas, à primeira vista, esta conclusão parece não ser

totalmente verdade, isso é devido ao efeito do parâmetro implicito. Ou seja, é possível

constatar que o efeito da frequência se sobrepõe ao da velocidade, sendo que, mais uma

vez, confirma-se que baixas frequências levam a uma maior taxa de remoção de material e

que existe um valor ótimo de frequência de pulso.

Tabela 11 - MRRm[ ] tabelada para combinações de f[kHz] e v[mm/s]

f\V 150 250 350 450

10 6,23E-05 1,26E-04 2,01E-04 2,66E-04

15 7,21E-05 3,93E-05 3,43E-04 2,37E-04

25 8,46E-05 1,91E-04 1,39E-05 8,24E-05

30 1,27E-04 1,04E-04 4,28E-05 5,96E-06

39

Figura 20 - Taxa de remoção de material em função de frequência de pulso e velocidade de avanço

para a liga de alumínio AA1050

Uma vez mais constata-se que o parâmetro dominante é a percentagem de corrente, pois a

taxa de remoção de material ao longo da linha de percentagem de corrente máxima, x=-y, é

muito maior que ao longo da linha de intensidade mínima x=y, e que este parâmetro tem uma

influência positiva na taxa de remoção de material. Também se constata uma vez mais que a

frequência é dominante relativamente à velocidade, pois, ao longo de x=y os valores de taxa

de remoção são mais altos para frequências baixas e que, tal como nos gráficos anteriores,

existe uma frequência ideal. Quanto à velocidade, neste gráfico, não é tão evidente como nos

outros que a influência é positiva, mas continua a parecer ser esse o caso.


Antes de proceder com a análise deste material, é importante relembrar que os valores de

frequência e de velocidade do alumínio eram diferentes dos outros três materiais, sendo que

esses três têm os mesmos entre si.

No entanto, como o plano de ensaios é semelhante, e como essa diferença reflete as

recomendações do manual da máquina relativamente a cada material, então, os resultados

deste e dos próximos dois materiais podem perfeitamente ser comparados com os do

alumínio.

Antes da análise de cada gráfico em específico, é importante reparar que, embora não haja

nenhuma combinação de parâmetros de entrada exatamente igual ao alumínio, ainda assim,

é evidente pelos valores tabelados que a taxa de remoção no caso do titânio é menor que no

caso do alumínio, o que revela que o alumínio tem uma maquinabilidade melhor que o titânio

relativamente a este processo.

Tabela 12 - MRRm[ ] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%]

f\I 30 50 70 90

20 1,43E-05 2,92E-05 6,52E-05 8,01E-05

30 1,11E-05 2,56E-05 6,92E-05 9,91E-05

40 2,68E-06 1,72E-05 4,45E-05 8,05E-05

50 3,02E-06 8,68E-06 2,23E-05 4,35E-05

40

Figura 21 - Taxa de remoção de material em função de frequência de pulso e percentagem de corrente

para a liga de titânio Ti-6Al-4V

Ao observar este gráfico, nota-se que, como no caso do alumínio uma maior percentagem de

corrente traz uma maior taxa de remoção de material e é, de longe, o parâmetro com mais

influência. Quanto à frequência, mais uma vez, não há dúvidas, baixas frequências resultam

em maior taxa de remoção de material e que existe um ponto ótimo. Relativamente à

velocidade, o gráfico revela que uma velocidade maior leva a uma taxa de remoção maior,

pois, ao longo da linha x=y, em que a velocidade é mínima, há menor taxa de remoção

relativamente à linha x=-y em que a velocidade é máxima, no entanto, isto não é tão evidente

como tinha sido visto no caso do alumínio.

Tabela 13 - MRRm[ ] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%]

V\I 30 50 70 90

150 1,43E-05 2,56E-05 4,45E-05 4,35E-05

300 1,11E-05 2,92E-05 2,23E-05 8,05E-05

450 2,68E-06 8,68E-06 6,52E-05 9,91E-05

600 3,02E-06 1,72E-05 6,92E-05 8,01E-05


corrente para a liga de titânio Ti-6Al-4V

Confirma-se, novamente, que a percentagem de corrente é o parâmetro mais influente e que,

quanto maior esta é, maior é a taxa de remoção de material. Tal como no alumínio, o efeito

da frequência é claramente maior que o efeito da velocidade, para frequências mais baixas

há maior taxa de remoção de material. Relativamente a este gráfico, tal como no alumínio e

no gráfico anterior, é possível concluir que uma maior velocidade leva a maior taxa de

remoção de material, no entanto, aqui isso não é tão evidente .

41


f\V 150 300 450 600

20 1,43E-05 2,92E-05 6,52E-05 8,01E-05

30 2,56E-05 1,11E-05 9,91E-05 6,92E-05

40 4,45E-05 8,05E-05 2,68E-06 1,72E-05

50 4,35E-05 2,23E-05 8,68E-06 3,02E-06


para a liga de titânio Ti-6Al-4V

Da mesma forma que se tinha chegado à conclusão, para o alumínio, que o parâmetro

dominante é a percentagem de corrente, aqui também é possível tirar essa conclusão e as

razões são as mesmas, e claro, a influência é positiva. Mais uma vez, a frequência domina

relativamente à velocidade, como se pode constatar ao longo da linha de percentagem de

corrente constante x=y. Existe uma frequência ideal como já se tinha constatado

anteriormente.

Tal como no gráfico anterior e ao contrário do primeiro, não é possível concluir sem dúvidas

qual é a influência da velocidade, mas esta continua a parecer positiva.


Como já foi referido anteriormente, os parâmetros de entrada deste material são os mesmos

do titânio e são diferentes dos do alumínio, no entanto, isso não impossibilita que se façam

comparações com o alumínio também.

Comparando diretamente este material com os anteriores, é possível constatar que a taxa de

remoção deste material é muito semelhante à do alumínio, mas ainda assim maior, e,

definitivamente maior que a do titânio.


f\I 30 50 70 90

20 7,66E-05 8,02E-05 1,53E-04 1,95E-04

30 2,20E-05 5,06E-05 1,50E-04 2,05E-04

40 5,01E-06 2,44E-05 7,97E-05 1,78E-04

50 4,89E-06 1,14E-05 5,16E-05 6,33E-05

42


para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Novamente, é evidente ao observar o gráfico que uma maior percentagem de corrente

significa uma maior taxa de remoção de material. Neste caso, tal como nos dois materiais

anteriores, é visível, pelo gráfico, que este parâmetro é mais influente que a frequência. De

novo, facilmente se constata que as baixas frequências levam a uma taxa de remoção maior,

e que existe uma frequência ideal. Quanto ao parâmetro implícito, a velocidade, é possível

constatar exatamente o mesmo que nos casos anteriores, ou seja, embora a influência seja

baixa, ainda assim, uma maior velocidade leva a maior taxa de remoção de material.


V\I 30 50 70 90

150 7,66E-05 5,06E-05 7,97E-05 6,33E-05

300 2,20E-05 8,02E-05 5,16E-05 1,78E-04

450 5,01E-06 1,14E-05 1,53E-04 2,05E-04

600 4,89E-06 2,44E-05 1,50E-04 1,95E-04


corrente para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Uma vez mais vê-se que maior percentagem de corrente leva a maior taxa de remoção de

material e que este pârametro tem mais peso que os outros. Tal como nos materiais

anteriores, o efeito da frequência sobrepõe-se ao efeito da velocidade e as baixas

frequências levam a maior taxa de remoção de material . Embora no gráfico anterior se tenha

concluído que uma maior velocidade leva a maior taxa de remoção de material, neste gráfico,

é muito díficil tirar alguma conclusão relativa à velocidade.

43


f\V 150 300 450 600

20 7,66E-05 8,02E-05 1,53E-04 1,95E-04

30 5,06E-05 2,20E-05 2,05E-04 1,50E-04

40 7,97E-05 1,78E-04 5,01E-06 2,44E-05

50 6,33E-05 5,16E-05 1,14E-05 4,89E-06


para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4

É evidente pelo gráfico, prestando atenção à linha de percentagem de corrente máxima, ao

longo de x =-y, que, tal como nos materiais anteriores a intensidade tem um efeito positivo na

taxa de remoção de material e que domina em relação aos outros parâmetros. Novamente,

constata-se facilmente que as frequências baixas levam a maior taxa de remoção de material

e que a frequência domina relativamente à velocidade como se pode constatar ao longo da

linha de mínima intensidade x=y. Tal como no gráfico anterior e ao contrário do primeiro, não

é possível concluir sem dúvidas qual é a influência da velocidade, mas esta continua a

parecer positiva.


É novamente relevante salientar que os parâmetros para este material são os mesmos do

outro aço e do titânio e diferentes dos do alumínio, mas que, isso não impossibilita

comparações com o alumínio.

Comparativamente aos restantes materiais, constata-se que a taxa de remoção de material é

muito semelhante à do outro aço, de tal forma que mesmo calculando a média de todas as

experiências em ambos os materiais, o valor obtido é quase igual, ainda assim, é

ligeiramente maior no caso deste material. Assim, de entre os quatro, este é o que tem a

maior taxa de remoção de material.


f\I 30 50 70 90

20 3,31E-05 8,61E-05 1,52E-04 1,73E-04

30 1,12E-05 5,47E-05 1,60E-04 2,40E-04

40 3,04E-06 2,67E-05 8,75E-05 2,07E-04

50 1,73E-06 8,02E-06 5,49E-05 8,43E-05

44


para o aço DIN X40CrMoV5-1

Observando o gráfico é possível constatar uma vez mais que a percentagem de corrente é o

parâmetro com influência maior e que quanto maior for, maior é a taxa de remoção de

material. Neste gráfico também fica evidente que frequências baixas levam a taxas de

remoção altas e que existe uma frequência ideal. Para além de tudo isso, também é possível

verificar, com base nas linhas de máxima e mínima velocidade, respetivamente, que uma

maior velocidade leva a maior taxa de remoção de material.


V\I 30 50 70 90

150 3,31E-05 5,47E-05 8,75E-05 8,43E-05

300 1,12E-05 8,61E-05 5,49E-05 2,07E-04

450 3,04E-06 8,02E-06 1,52E-04 2,40E-04

600 1,73E-06 2,67E-05 1,60E-04 1,73E-04


corrente para o aço DIN X40CrMoV5-1

Observa-se, tal como nos outros casos, que maior percentagem de corrente leva a maior taxa

de remoção de material e que este pârametro é mais influente que os outros. Neste gráfico,

também se conclui, pelas linhas de máximo e de mínimo do parâmetro implicito que as baixas

frequências levam a maiores taxas de remoção de material e que a frequência tem uma maior

influência que a velocidade.

Aqui, é possível também constatar que maiores velocidades levam a maiores taxas de

remoção de material, pois, apesar de ser o parâmetro com menos influência, é fácil constatar

que a metade do gráfico correspondente às velocidades maiores está claramente mais alta

em média que a metade das velocidades menores.

45


f\V 150 300 450 600

20 3,31E-05 8,61E-05 1,52E-04 1,73E-04

30 5,47E-05 1,12E-05 2,40E-04 1,60E-04

40 8,75E-05 2,07E-04 3,04E-06 2,67E-05

50 8,43E-05 5,49E-05 8,02E-06 1,73E-06


para o aço DIN X40CrMoV5-1

Observando a linha de percentagem de corrente máxima, ao longo de x =-y, constata-se que,

a percentagem de corrente tem um efeito positivo na taxa de remoção de material e que

domina em relação aos outros parâmetros, tal como já tinha sido possível ver nos outros

gráficos. Facilmente também se conclui deste gráfico que as frequências baixas levam a

maior taxa de remoção de material e que a frequência domina relativamente à velocidade.

Quanto ao efeito da velocidade, é difícil tirar conclusões a partir do gráfico .

Conclusão

Após analisar todos os gráficos, a conclusão final é de que se o objetivo for fazer desbaste,

deve-se usar uma percentagem de corrente tão alta quanto possível, uma velocidade tão alta

quanto possível e uma frequência baixa, sendo que cada material apresenta uma frequência

de pulso ideal para desbaste. Conclusões semelhantes relativamente à velocidade de corte e

à frequência de pulso foram também obtidas por [M. Sowjanya et al. (2013)].

5.2. Rugosidade

Antes de proceder à análise da rugosidade é necessário revelar quais eram as espectativas

iniciais. Ora, evidentemente que uma percentagem de corrente maior, ao levar a uma

intensidade do laser maior, da mesma forma que leva a maior taxa de remoção de material,

também deverá levar a piores acabamentos. Relativamente à frequência, como já foi dito

antes, frequências baixas levam a que haja pulsos mais energéticos mas em menos

quantidade e, por isso, faz algum sentido que frequências mais altas levem a valores mais

baixos de rugosidade, pois, com mais pulsos e estes sendo menos energéticos a superfície

deverá ficar mais uniforme. No caso da velocidade, embora não seja difícil de fazer uma

previsão, velocidades menores farão com que os pulsos percorram uma distância menor e

que a distância entre eles seja menor, o que, em princípio, deveria levar a melhores

acabamentos.

46


Tabela 21 - Ra[µm] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%]

f\I 30 50 70 90

10 4,499 6,641 18,767 25,308

15 2,075 5,874 9,058 20,212

25 2,219 2,642 5,986 10,322

30 1,759 2,707 4,607 8,711

Figura 30 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para a l iga de

alumínio AA1050

Na figura 30, pode-se observar que quanto maior a percentagem de corrente , maior é o valor

de rugosidade, ou seja, pior é o acabamento, o que está de acordo com o previsto. Para além

disso, também é possível concluír que quanto menor é a frequência, pior é o acabamento. E

se seguir-mos a linha x=y de velocidade mínima constatamos que, desde o ponto f=10 e

I=30, até f=30 e I=90, o valor de rugosidade sobe, o que permite concluír que de entre esses

dois parâmetros, a percentagem de corrente é o parâmetro dominante. Quanto à velocidade,

não é possível tirar conclusão nenhuma, mas até dá a entender que não tem qualquer

espécie de influência.

Tabela 22 - Ra[µm] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%]

V\I 30 50 70 90

150 4,499 5,874 5,986 8,711

250 2,075 6,641 4,607 10,322

350 2,219 2,707 18,767 20,212

450 1,759 2,642 9,058 25,308

Figura 31 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para a liga de

alumínio AA1050

47

Observa-se mais uma vez, neste caso, que a percentagem de corrente é o parâmetro

dominante e que quanto maior esta é, pior é o acabamento. Quanto à frquência, se observar -

mos atentamente a linha de mínimo x=y e a de máximo x=-y, constatamos que na de minimo

todo o gráfico é puxado para cima e na de máximo, respetivamente para baixo, ou seja, isto é

evidência clara de que baixas frequências levam a grandes valores de rugosidade e altas

frequências levam aos melhores acabamentos. Quanto à velocidade, um aumento desta

parece provocar o aumento do valor de rugosidade, embora não seja evidente.

Tabela 23 - Ra[µm] tabelada para combinações de f[kHz] e v[mm/s]

f\V 150 250 350 450

10 4,499 6,641 18,767 25,308

15 5,874 2,075 20,212 9,058

25 5,986 10,322 2,219 2,642

30 8,711 4,607 2,707 1,759

Figura 32 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a liga de

alumínio AA1050

Como é possível observar ao olhar para as linhas de máximo e mínimo do parâmetro

implicito, uma maior percentagem de corrente leva a maiores valores de rugosidade. Quanto

à frequência, mais uma vez, se vê que quanto maior esta for melhor é o acabamento.

Relativamente à velocidade, é possível constatar que quanto maior esta é maior é o valor de

rugosidade. E se se observar a linha de mínimo de intensidade, em que se vai desde a

combinação de valores mínimos de frequência e velocidade aos máximos das mesmas, é

possível vêr que o valor de rugosidade diminui ao longo dessa linha, isto significa que a

frequência domina em relação à velocidade.


Em comparação com o material anterior, o titânio permitiu obter valores de rugosidade muito

mais baixos, cerca de metade, em todas as experiências. Ou seja, com esta tecnologia é

mais fácil obter bons acabamentos com o titânio do que com o alumínio.

48


f\I 30 50 70 90

20 2,065 2,486 11,141 15,605

30 0,781 3,599 3,509 9,018

40 0,803 1,160 11,949 8,651

50 0,504 1,163 4,078 10,405

Figura 33 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para a l iga de

titânio Ti-6Al-4V

Aqui, tal como para o alumínio, conclui-se directamente por observação do gráfico que a

percentagem de corrente é o parâmetro mais importante e que quanto maior esta é, pior é o

acabamento. Quanto à frequência, neste gráfico, ao contrário do que aconteceu com o

alumínio, não é fácil concluir com segurança que as menores frequências levam a maiores

valores de rugosidade. Quanto à velocidade não é possível tirar conclusões a partir deste

gráfico.


V\I 30 50 70 90

150 2,065 3,599 11,949 10,405

300 0,781 2,486 4,078 8,651

450 0,803 1,163 11,141 9,018

600 0,504 1,160 3,509 15,605

Figura 34 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para a liga de

titânio Ti-6Al-4V

Mais uma vez, é provado sem qualquer dúvida que maior percentagem de corrente leva a um

maior valor de rugosidade e que este é claramente o parâmetro dominante. Quanto à

frequência, embora não seja tão evidente como no aluminio, é possível verificar pelas linhas

de máximo e de mínimo que quanto maior esta é mais baixo será o valor de rugosidade.

49

Relativamente à velocidade, esta não parece ter qualquer espécie de influência na

rugosidade do titânio.


f\V 150 300 450 600

20 2,065 2,486 11,141 15,605

30 3,599 0,781 9,018 3,509

40 11,949 8,651 0,803 1,160

50 10,405 4,078 1,163 0,504

Figura 35 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a liga de titânio

Ti-6Al-4V

Olhando para as linhas de máximo e de mínimo de intensidade, confirma-se de imediato o

que já tinha sido visto antes, que quanto maior a percentagem de corrente, pior será o

acabamento. Quanto à frequência, é possível verificar, como tinha acontecido com o

alumínio, seguindo a linha de minima percentagem de corrente, que quanto maior for a

frequência, melhor será o acabamento. Mais uma vez se constata que para o titânio a

velocidade não demonstrou ter qualquer influência na rugosidade.


Os resultados obtidos mostram que, comparativamente ao alumínio e ao titânio, este aço

apresenta os valores mais baixos de rugosidade. No entanto, é importante referir que,

comparativamente ao titânio, isto não acontece nas experiências de baixa intensidade

combinada com alta frequência. Isto faz com que, embora na maior parte dos casos este

material apresente um melhor acabamento, no caso da combinação de parâmetros que

provoca melhores acabamentos em todos os materiais, este fica a perder para o titânio.


f\I 30 50 70 90

20 1,604 1,715 2,013 3,411

30 0,908 1,929 2,380 4,282

40 1,167 1,091 3,160 3,328

50 1,085 1,117 2,472 4,719

50

Figura 36 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para o a ço DIN

40CrMnNiMo8-6-4

Como já tinha sido observado para ambos os materiais anteriores, a percentagem de corrente

é claramente o parâmetro mais influente e quanto maior esta é, pior é o acabamento. Quanto

aos outros dois parâmetros, nem a frequência, nem a velocidade têm influência na

rugosidade deste aço.


V\I 30 50 70 90

150 1,604 1,929 3,160 4,719

300 0,908 1,715 2,472 3,328

450 1,167 1,117 2,013 4,282

600 1,085 1,091 2,380 3,411

Figura 37 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para o aço DIN

40CrMnNiMo8-6-4

Este gráfico revela de uma forma ainda mais clara tudo aquilo que foi referido relativamente

ao gráfico anterior. Quanto maior a percentagem de corrente, pior o acabamento e a sua

influência é muito grande. Já no que aos outros parâmetros diz respeito, não têm aqui

qualquer influência e isso é bastante visível no gráfico, para isso basta comparar a metade

de mais baixa velocidade com a metade de mais alta velocidade, que são quase iguais e

constatar que nem a linha x=y, nem a linha x=-y se destacam, nem para cima, nem para

baixo.

51


f\V 150 300 450 600

20 1,604 1,715 2,013 3,411

30 1,929 0,908 4,282 2,380

40 3,160 3,328 1,167 1,091

50 4,719 2,472 1,117 1,085

Figura 38 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o aço DIN

40CrMnNiMo8-6-4

Uma vez mais se observa que as maiores percentagens de corrente levam a valores mais

altos de rugosidade e que a diferença relativa a valores mais baixos de intensidade é

enorme. Quanto aos outros dois parâmetros, embora já se tenha referido anteriormente que

não têm influência, é interessante constatar, que, seguindo a linha da intensidade mínima

que vai desde a combinação de frequência e velocidade mínimas até à combinação dos

máximos destes parâmetros, o valor de rugosidade desça, o que está de acordo com o

observado nos materiais anteriores, o que leva à conclusão, que afinal, a frequência deverá,

tal como nesses materiais, ter alguma influência embora muito pequena neste caso e que,

quanto mais alta for, melhor será o acabamento.


Relativamente a este material, os valores de rugosidade obtidos, em geral, situam -se entre

os do titânio e os do outro aço, no entanto, no que diz respeito às combinações de baixa

percentagem de corrente com baixa frequência é muito semelhante ao titânio, sendo que,

ambos são melhores que o outro aço nesses casos.


f\I 30 50 70 90

20 1,931 3,784 5,735 11,531

30 0,777 2,477 4,035 6,930

40 0,666 1,077 4,845 6,846

50 0,517 1,013 3,191 6,183

52

Figura 39 - Rugosidade em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para o aço DIN

X40CrMoV5-1

Uma vez mais observa-se diretamente do gráfico que quanto maior é a percentagem de

corrente maior é o valor de rugosidade e que este é o parâmetro mais importante. Quanto à

frequência, é evidente por observação direta do gráfico que quanto mais baixa for a

frequência, mais alto é o valor de rugosidade, que é a tendência que tinha sido vista no

alumínio e no titânio, sendo que aqui é mais evidente. Quanto à velocidade, não é possível

encontrar uma tendência em geral apenas pelo gráfico, no entanto, aquele valor muito mais

alto que os outros todos corresponde a velocidade máxima, portanto, pode-se inferir que

provavelmente maiores velocidades provocam valores de rugosidade mais altos.


V\I 30 50 70 90

150 1,931 2,477 4,845 6,183

300 0,777 3,784 3,191 6,846

450 0,666 1,013 5,735 6,930

600 0,517 1,077 4,035 11,531

Figura 40 - Rugosidade em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para o aço DIN

X40CrMoV5-1

Com este gráfico, todas as dúvidas que ainda pudessem existir ficam dissipadas, pois, ele

claramente comprova tudo o que foi dito antes relativamente a este material. O valor de

rugosidade é tanto mais alto quanto mais alta for a percentagem de corrente, mais baixa a

frequência e mais alta a velocidade, com a percentagem de corrente a ter mais peso, seguida

da frequência e por fim a velocidade. Essa conclusão, relativamente à frequência, é

facilmente obtida ao comparar x=y com x=-y, respetivamente, as linhas de mínimo e de

máximo desse parâmetro. E quanto à velocidade basta constatar que a metade das

velocidades mais altas está claramente mais alta que a metade das velocidades mais baixas.

53


f\V 150 300 450 600

20 1,931 3,784 5,735 11,531

30 2,477 0,777 6,930 4,035

40 4,845 6,846 0,666 1,077

50 6,183 3,191 1,013 0,517

Figura 41 - Rugosidade em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o aço DIN

X40CrMoV5-1

Aqui, uma vez mais, tudo o que foi dito sobre percentagem de corrente e frequência de pulso

relativamente a este material é confirmado e isso é fácil constatar diretamente pelo gráfico.

Quanto à velocidade, embora não seja evidente por este gráfico, a tendência é a mesma.

Conclusão

Após analisar todos os gráficos, a conclusão final é de que se o objetivo for efetuar uma

operação de acabamento, deve-se usar uma percentagem de corrente baixa. A frequência

deve ser alta, sendo que, a máquina está limitada a 50 kHz (pois frequências maiores

levariam a energias de pulso demasiado baixas o que dificultaria a remoção de material) ,

logo deve ser essa a escolha. E quanto à velocidade, para obter o me lhor acabamento

possível, esta deveria ser baixa, no entanto, como a sua influência é muito baixa, pode ser

usada uma velocidade alta, pois, a diferença será pequena e assim poupa-se tempo e

dinheiro. Estes resultados assemelham-se aos obtidos por [M. Madic et al. (2014)] em que foi

concluído que a rugosidade superficial obtida é diretamente proporcional à velocidade de

corte e à intensidade do laser.

5.3. Dureza

Antes de se fazer qualquer análise, é importante mencionar quais eram as espectativas. Ora,

seria de esperar que o aumento de temperatura da superfície provocado pelo laser deveria

funcionar como um tratamento térmico e dessa forma provocar um aumento na dureza.

Quanto à percentagem de corrente, esta deveria intensificar esse efeito logicamente.

Relativamente à frequência e à velocidade é difícil prever o que deveria acontecer, no

entanto, como baixas frequências levam a pulsos mais energéticos, embora em menor

quantidade e as baixas velocidades levam a que a mesma zona seja trabalhada durante mais

tempo, talvez não seja errado esperar que baixos valores de ambos os parâmetros

54

provoquem um aumento maior na dureza. Os valores tabelados são valores de diferença da

dureza das experiências relativamente à do material base.


Neste material, a alteração na dureza foi muito pequena, e embora, em geral, tenha

aumentado, também houve casos em que baixou. Sendo assim, antes de analisar cada

gráfico em concreto, é importante referir, que, para este material, a influência de qualquer

dos parâmetros é muito baixa.

Tabela 33 – Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de f[kHz] e I[%]

f/I 30 50 70 90

10 1,0 1,5 1,8 2,8

15 0,3 0,8 1,0 -1,6

25 -0,7 -0,8 4,4 3,1

30 -1,3 0,6 2,1 4,4

Figura 42 – Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para a liga de

alumínio AA1050

Apesar da influência dos parâmetros ser baixa, é possível concluir que quanto maior for o

valor da percentagem de corrente, maior será o aumento da dureza. Relativamente à

frequência, não dá para encontrar uma tendência no gráfico . Quanto à velocidade, se

compararmos a linha de máxima velocidade com a de mínima, x=-y e x=y, respetivamente, a

velocidade máxima provocou um aumento maior na dureza que a velocidade mínima.

Tabela 34 - Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%]

V\I 30 50 70 90

150 1,0 0,8 4,4 4,4

250 0,3 1,5 2,1 3,1

350 -0,7 0,6 1,8 -1,6

450 -1,3 -0,8 1,0 2,8

55

Figura 43 - Dureza Vickers em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para a liga

de alumínio AA1050

Novamente, por observação do gráfico, constata-se que uma percentagem de corrente maior

leva a um aumento maior de dureza. Relativamente à frequência, não é possível tirar

conclusões a partir deste gráfico. E no que à velocidade diz respeito, a conclusão tirada no

gráfico anterior parece estar errada, pois, claramente, as velocidades m ais baixas parecem

levar a maior aumento de dureza.

Tabela 35 - Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de f[kHz] e v[mm/s]

f\V 150 250 350 450

10 1,0 1,5 1,8 2,8

15 0,8 0,3 -1,6 1,0

25 4,4 3,1 -0,7 -0,8

30 4,4 2,1 0,6 -1,3

Figura 44 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a liga de

alumínio AA1050

Volta a verificar-se, neste gráfico, o que tinha sido referido anteriormente relativamente à

percentagem de corrente. Quanto aos outros dois parâmetros a leitura deste gráfico não é

fácil, embora pareça ser possível concluir que as baixas velocidades levam a um maior

aumento da dureza e que o peso deste parâmetro parece ser maior que a frequência.

Apesar de todas estas tendências que foi possível encontrar, a verdade é que, para este

material, os valores da variação da dureza são tão baixos, que aliados à imprecisão do

instrumento de medida, nada se pode concluir definitivamente e o mais correto até deverá se r

assumir que este processo, para o alumínio, não altera a sua dureza de uma forma

significativa e que o único parâmetro cuja influência se pode ter a certeza é a percentagem

de corrente que quanto maior for, maior é o aumento da dureza.

56


No caso do titânio, a dureza aumentou para todas as combinações de parâmetros e esse

aumento foi significativo.

Tabela 36 - Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de f[kHz] e I[%]

f\I 30 50 70 90

20 46,9 60,6 29,0 32,9

30 36,5 59,1 45,8 28,7

40 49,8 59,6 53,9 27,1

50 35,3 61,2 80,9 51,4

Figura 45 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para a liga de

titânio Ti-6Al-4V

Por este gráfico, não é claro se a percentagem de corrente tem um efeito positivo ou negativo

no aumento de dureza. Ainda assim, é o suficiente para não se poder confirmar a suspeita de

que maior percentagem de corrente leva a maior aumento de dureza, para este material.

Relativamente à frequência, o gráfico mostra a tendência de que maiores frequências levam

a maior aumento de dureza, tal como tinha sido visto no alumínio, no entanto, a influência é

pequena. Relativamente à velocidade, se se observar as linhas de máximo e mínimo deste

parâmetro, é possível verificar que a velocidade mínima parece levar a maior aumento de

dureza.


V\I 30 50 70 90

150 46,9 59,1 53,9 51,4

300 36,5 60,6 80,9 27,1

450 49,8 61,2 29,0 28,7

600 35,3 59,6 45,8 32,9

57

Figura 46 - Dureza Vickers em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para a liga

de titânio Ti-6Al-4V

Uma vez mais, não é possível confirmar a suspeita de que uma maior percentagem de

corrente provocaria um maior aumento de dureza. Quanto à frequência, este gráfico também

não permite encontrar qualquer tendência. Relativamente à velocidade, este gráfico confirma

de uma forma clara que velocidades mais baixas levam a um aumento de dureza maior.


f\V 150 300 450 600

20 46,9 60,6 29,0 32,9

30 59,1 36,5 28,7 45,8

40 53,9 27,1 49,8 59,6

50 51,4 80,9 61,2 35,3

Figura 47 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para a liga de

titânio Ti-6Al-4V

Novamente, não se consegue tirar conclusões relativas à percentagem de corrente por este

gráfico, o que é normal tendo em conta que já se tinha concluindo anteriormente que para

este material, a influência da intensidade é mínima. Quanto à frequência e à velocidade este

gráfico é bastante claro, altas frequências e baixas velocidades levam a um maior aumento

da dureza.


No caso deste aço, tal como no titânio, também se verificou um aumento de dureza para

todas as combinações de parâmetros, no entanto, este aumento foi menor do que aquele que

se verificou no caso do titânio.

58


f\I 30 50 70 90

20 30,3 36,0 39,4 28,6

30 20,6 26,8 18,5 25,8

40 28,2 27,6 27,2 18,5

50 33,0 29,3 44,9 26,1

Figura 48 – Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para o aço

DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Observando o gráfico, tal como aconteceu com o titânio, a percentagem de corrente não

parece ter influência no aumento de dureza deste material. Quanto à frequência, o gráfico dá

a entender que quanto maior esta for, maior será o aumento da dureza, tal como se tinha

verificado no titânio, no entanto, também se observa que dos 30 kHz para os 20 kHz há um

aumento de variação de dureza, logo, a conclusão de que se pode t irar é de que para valores

extremos de frequência existe um aumento maior de dureza. Quanto à velocidade, não é

possível aferir nada a partir deste gráfico.

Tabela 40 - Variação de dureza Vickers tabelada para combinações de v[mm/s ] e I[%]

V\I 30 50 70 90

150 30,3 26,8 27,2 26,1

300 20,6 36,0 44,9 18,5

450 28,2 29,3 39,4 25,8

600 33,0 27,6 18,5 28,6

Figura 49 - Dureza Vickers em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para o aço

DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Neste gráfico, tal como no anterior, a percentagem de corrente não parece ter influência.

Também não é possível encontrar qual a influência da frequência no aumento de dureza

59

deste material. Quanto à velocidade, parece haver um ligeiro aumento da variação de dureza

na direção da maior velocidade.


f\V 150 300 450 600

20 30,3 36,0 39,4 28,6

30 26,8 20,6 25,8 18,5

40 27,2 18,5 28,2 27,6

50 26,1 44,9 29,3 33,0

Figura 50 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o aço DIN

40CrMnNiMo8-6-4

Relativamente à intensidade e à velocidade, tal como em ambos os gráficos anteriores, não é

possível encontrar uma tendência. Já em relação à frequência, a tendência encontrada no

primeiro gráfico volta a verificar-se, ou seja, valores extremos de frequência provocam um

aumento de dureza maior enquanto que valores intermédios provocam um aumento de

dureza menor.


No caso deste material, ao contrário dos outros 3, a dureza diminuiu em vez de aumentar e

essa diminuição foi maior do que o aumento que tinha havido no caso dos outros materiais.


f\I 30 50 70 90

20 -72,4 -101 -55,6 -79,6

30 -40,9 -177,9 -66,0 -81,3

40 0,7 -49,8 -185,2 -192,2

50 -19,1 -26,5 -109,9 -184,0

Figura 51 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e percentagem de corrente para o aço

DIN X40CrMoV5-1

60

Ao observar este gráfico é possível constatar que, para este material, a percentagem de

corrente tem uma grande influência e que quanto maior esta for maior é a diminuição da

dureza. Relativamente à frequência constata-se que maiores frequências provocam uma

diminuição maior da dureza, ainda assim, essa influência é baixa comparativamente à da

intensidade. Quanto à velocidade não é possível encontrar o seu efeito através deste gráfico.


V\I 30 50 70 90

150 -72,4 -177,9 -185,2 -184,0

300 -40,9 -101 -109,9 -192,2

450 0,7 -26,5 -55,6 -81,3

600 -19,1 -49,8 -66,0 -79,6

Figura 52 - Dureza Vickers em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente para o aço

DIN X40CrMoV5-1

Aqui, mais uma vez, fica confirmado que para este material, maior percentagem de corrente

significa maior aumento de dureza, sendo que a sua influência é grande. Quanto à

frequência, não é possível tirar conclusões. Relativamente à velocidade, é possível v erificar

que não só tem uma influência semelhante à da percentagem de corrente como quanto mais

baixa esta for, maior será a diminuição da dureza.


f\V 150 300 450 600

20 -72,4 -101,0 -55,6 -79,6

30 -177,9 -40,9 -81,3 -66,0

40 -185,2 -192,2 0,7 -49,8

50 -184,0 -109,9 -26,5 -19,1

Figura 53 - Dureza Vickers em função de frequência de pulso e velocidade de avanço para o aço DIN

X40CrMoV5-1

61

Neste gráfico, embora a percentagem de corrente seja apenas o parâmetro implícito, se

compararmos as linhas x=y e x=-y, as de mínimo e de máximo deste parâmetro

respetivamente, observamos uma vez mais que a sua influência é grande e que a

percentagem de corrente máxima leva a uma diminuição maior da dureza. Relativamente à

frequência, não dá para encontrar a sua influência. Já no que à velocidade diz respeito, mais

uma vez se verifica a partir do gráfico que quanto mais baixa esta for maior será a diminuição

de dureza.

Conclusão

Após analisados todos os gráficos, verificou-se que o material tem uma grande importância

no que à dureza diz respeito. No caso da liga de alumínio AA1050 não houve uma alteração

significativa da dureza, enquanto que no caso dos restantes materiais houve uma alteração

significativa, sendo que, na liga de titânio Ti-6Al-4V e no aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 a dureza

aumentou e no caso do aço DIN X40CrMoV5-1, esta diminui. Relativamente à influência dos

parâmetros, verificou-se que a percentagem de corrente não teve influência nem no titânio

nem no primeiro aço, mas teve uma influência muito positiva na alteração de dureza do aço

DIN X40CrMoV5-1. Quanto à frequência, verificou-se uma tendência geral, de que quanto

mais alta, maior a variação de dureza, mas essa diferença não foi significativa para nenhum

material. E, por fim, relativamente à velocidade, constatou-se que quanto menor for, maior

será a variação de dureza, mas só no caso do último aço isso foi significativo.

5.4. Cromatografia

Ao efetuar as primeiras experiências para esta dissertação, observou-se que as superfícies

maquinadas por esta máquina apresentavam uma cor diferente da do material base. E ao

efetuar as restantes experiências, verificou-se que as cores obtidas variavam bastante entre

si, o que levou a que se pensasse que este seria um tema interessante de se investigar,

assim sendo, o que se segue é uma tentativa de encontrar alguma relação en tre os

parâmetros de entrada das experiências com a cor obtida. Para ajudar a caracterizar essa

cor, obteve-se também, a partir das imagens, os respetivos valores de RGB.

62


Tabela 45 – Imagens e valores de RGB de cada ensaio, com os respetivos valores dos parâmetros de

entrada que os originaram para a liga de alumínio AA1050

Exp Nº f[kHz] V[mm/s] I[%] R G B Imagem

1 10 150 30 186,4 187,2 187,4

2 10 250 50 207,0 202,4 207,8

3 10 350 70 181,0 180,8 184,6

4 10 450 90 112,0 115,8 126,8

5 15 150 50 150,4 143,2 143,6

6 15 250 30 212,0 208,4 212,0

7 15 350 90 109,8 112,0 117,4

8 15 450 70 195,0 188,6 190,4

9 25 150 70 133,4 129,0 125,4

10 25 250 90 109,2 105,2 99,8

11 25 350 30 213,8 211,4 211,8

12 25 450 50 204,8 202,4 206,0

13 30 150 90 92,8 89,2 86,4

14 30 250 70 116,8 113,2 107,4

15 30 350 50 169,4 166,0 168,8

16 30 450 30 186,8 192,2 203,6

Relativamente ao alumínio, observa-se que todas as cores obtidas são tons de cinzento, o

que se pode conferir pelos valores de RGB, que, para cada experiência, são os três muito

próximos, o que é característico dos cinzentos. Assim sendo, resta tentar enco ntrar uma

relação entre os parâmetros de entrada e o quanto clara ou escura é a superfície obtida.

Dessa forma, ao observar atentamente a tabela, verifica-se que as superfícies dos provetes

11, 12, 15 e 16, que são as combinações todas das duas percentagens de corrente mais

baixas com as duas velocidades mais altas, são muito claras, ao passo que, as superfícies

dos provetes 9, 10, 13 e 14, que são as combinações todas das duas percentagens de

corrente mais altas com as duas velocidades mais baixas, são muito escuras, o que leva a

concluir que, quanto mais baixa for a velocidade e quanto mais alta for a percentagem de

corrente, mais escura será a superfície obtida. Por observação das experiências 1,2,3 e 4,

constata-se que da 1ª até à 4ª, a superfície obtida vai escurecendo, e, tendo em conta que a

velocidade e percentagem de corrente vão ambas aumentando, isto permite concluir, que, o

efeito da percentagem de corrente é mais forte que o efeito da velocidade. Quanto à

63

frequência, não é possível estabelecer qualquer espécie de relação com as cores obtidas

para este material.


Tabela 46 - Imagens e valores de RGB de cada ensaio, com os respetivos valores dos parâmetros de

entrada que os originaram para a liga de titânio Ti-6Al-4V


1 20 150 30 99,6 85,4 70,4

2 20 300 50 91,8 89,8 79,4

3 20 450 70 87,4 79,8 74,6

4 20 600 90 51,8 54,2 46,8

5 30 150 50 53,0 62,2 78,6

6 30 300 30 104,4 96,2 80,8

7 30 450 90 68,6 63,2 60,0

8 30 600 70 105,0 98,2 91,0

9 40 150 70 58,4 60,0 61,0

10 40 300 90 74,0 67,4 63,0

11 40 450 30 126,6 118,6 110,2

12 40 600 50 55,2 60,8 84,8

13 50 150 90 55,6 49,0 48,2

14 50 300 70 60,4 60,8 69,0

15 50 450 50 85,0 78,0 89,0

16 50 600 30 86,0 79,8 64,8

No caso do titânio, obtiveram-se não só tons de cinzento, mas também, tons de outras cores,

nomeadamente, vários tons de azul e alguns de castanho. Observa-se que a tendência que

tinha sido encontrada no caso do alumínio, de que quanto menor for a velocida de e quanto

maior for a percentagem de corrente mais escura será a superfície obtida e que a

percentagem de corrente tem uma influência maior, aqui também se verifica. Quanto às cores

obtidas que não são tons de cinzento, observa-se que os tons de castanho, que se

caracterizam por terem um valor de vermelho cerca de dez pontos a mais que verde e de

verde cerca de 15 pontos a mais que azul, ocorreram apenas no caso das experiências de

mais baixa percentagem de corrente. Já relativamente aos tons de azul, verificou-se que em

três das quatro vezes que essa cor foi obtida, a percentagem de corrente foi 50% e que de

entre as quatro experiências de intensidade 50%, apenas em uma não se obteve essa cor e

que esse valor de percentagem de corrente é o único ponto em comum de entre as várias

64

vezes que foi obtido azul. Evidentemente que apenas o facto de se usar esses valores de

percentagem de corrente não garante a obtenção de castanho ou azul. Para obter qualquer

uma das cores obtidas nestas experiências é necessário repetir todos os parâmetros de

entrada, incluindo o material utilizado.



entrada que os originaram para o aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4


1 20 150 30 90,0 82,8 78,6

2 20 300 50 87,8 85,0 79,6

3 20 450 70 89,0 84,4 81,2

4 20 600 90 76,6 74,0 69,6

5 30 150 50 74,6 64,8 56,8

6 30 300 30 120,2 114,4 106,6

7 30 450 90 82,2 75,6 67,4

8 30 600 70 111,6 104,8 99,8

9 40 150 70 58,6 62,2 67,6

10 40 300 90 59,4 50,0 49,4

11 40 450 30 106,0 100,4 98,2

12 40 600 50 126,0 121,2 109,4

13 50 150 90 69,8 64,6 68,4

14 50 300 70 72,2 61,0 55,8

15 50 450 50 103,0 94,0 82,2

16 50 600 30 89,8 82,8 77,2

Relativamente ao aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4, tal como se tinha verificado no caso do titânio,

não se obteve apenas tons de cinzento, mas também, tons de outras cores, sendo que, aqui,

essas cores, não são tão evidentes como no caso do titânio. A tendência verificada nos dois

casos anteriores de que quanto maior a percentagem de corrente e mais baixa a velocidade,

mais escura é a superfície obtida, continua a verificar-se. Relativamente às cores que não o

cinzento, observa-se que se obteve dois tons de castanho semelhantes aos anteriores, aqui,

respetivamente, nas experiências 6 e 15, que não partilham nenhum parâmetro entre si.

Também se obteve um tom de azul numa experiência, a 9 , ou seja, nenhuma das

combinações de parâmetros que originou azul no caso do titânio, acabou por originar azul

neste material, sendo que, a combinação que realmente permitiu obter essa cor, não teve

65

esse resultado no caso do titânio, pelo menos a olho nu, pois, se verificarmos os valores das

cores primárias nesse caso, verificamos que a cor predominante era de facto o azul. Para

além destas cores, neste material também se obteve um castanho com grande teor de

vermelho, que não tinha sido obtido em nenhuma experiência do titânio. As experiências em

que essa cor, que se caracteriza por um valor de vermelho cerca de 10 pontos maior que o

valor de verde, que, por sua vez é entre 5 a 8 pontos maior que o valor de azul, foi obtida são

a 5 e a 14, que não partilham nenhum valor de entrada em comum. Resumindo, de entre as

várias vezes em que surgiram cores diferentes de cinzento, estas, não demonstraram seguir

algum padrão em termos de parâmetros de entrada, nem ocorreram, em geral, nos mesmos

casos em que ocorreram para o titânio. Assim, mais uma vez se verifica, que, o material

usado tem uma influência grande nas cores obtidas e que para garantir a repetibilidade de

alguma cor tem que se usar exatamente os mesmos parâmetros de entrada aqui usados, pois

não existe nenhuma tendência.



entrada que os originaram para o aço DIN X40CrMoV5-1


1 20 150 30 89,4 82,4 73,0

2 20 300 50 89,4 86,4 81,8

3 20 450 70 86,8 84,8 81,2

4 20 600 90 91,4 91,2 87,4

5 30 150 50 66,2 56,8 53,2

6 30 300 30 102,6 92,2 82,2

7 30 450 90 75,8 72,4 71,0

8 30 600 70 97,6 93,0 89,4

9 40 150 70 32,2 34,0 33,8

10 40 300 90 78,0 69,8 67,8

11 40 450 30 101,0 104,0 107,8

12 40 600 50 119,6 118,6 114,6

13 50 150 90 40,0 36,0 42,0

14 50 300 70 85,4 74,2 66,4

15 50 450 50 156,2 139,6 130,8

16 50 600 30 70,2 66,8 70,4

66

Para este material, volta a verificar-se o mesmo que nos dois materiais anteriores de que não

se obteve apenas tons de cinzento, mas, também, outras cores. Relativamente à claridade da

superfície volta a observar-se o mesmo que em todos os materiais anteriores, ou seja, quanto

maior for a percentagem de corrente e menor for a velocidade, mais escura será a superfície

obtida. Quanto às cores obtidas com este material, elas diferem do cinzento ainda menos que

no caso do outro aço, no entanto, é possível encontrar novamente experiências em que se

obteve um tom de castanho muito semelhante ao obtido nos dois materiais anteriores, na

experiência 6 e na 14, respetivamente, que têm em comum o valor de velocidade, que é 300

mm/s. O castanho avermelhado obtido no material anterior também surge aqui na experiência

5. Ao contrário dos dois materiais anteriores, não há nenhuma experiência em que tenha sido

obtida uma superfície azul. E, pela primeira vez, surge uma experiência, a 15, em que o valor

de vermelho é muito superior aos outros dois valores, embora, a olho nu, a superfície não

pareça vermelha. Uma vez mais, não foi possível encontrar nenhum padrão e, assim, para se

repetir qualquer cor, é necessário repetir o conjunto todo de parâmetros que originou essa

cor. Ainda assim, constata-se que, em geral, os resultados de ambos os aços são bastante

parecidos.

5.5. Microscópio

Nesta secção, apresentam-se imagens de microscópio das superfícies maquinadas. Optou-se

por apresentar apenas imagens com uma aproximação de 50x, pois, é a aproximação máxima

do microscópio utilizado e a única em que os detalhes de cada cratera gerada pelos pulsos

do laser são perfeitamente visíveis e, dessa forma, permitem efetuar medições das mesmas e

da distância entre elas. Apenas se apresentam as superfícies de mais baixa rugosidade, pois,

a partir de valores de rugosidade de aproximadamente 2 µm, não é possível obter um foco

uniforme da superfície, pois, as crateras são demasiado profundas. Os parâmetros usados

nos ensaios cujas imagens de microscópio se apresentam de seguida, para o caso d a liga de

titânio Ti-6Al-4V, e ambos os aços, encontram-se na seguinte tabela:

Tabela 49 – Valores de dep e de dpp para os ensaios cujas imagens de microscópio são analisadas em

seguida e respetivos parâmetros de entrada

f[kHz] V[mm/s] I[%] dep[µm] dpp[µm]

6 30 300 30 10,0 3,0

11 40 450 30 11,3 4,5

12 40 600 50 15,0 6,0

15 50 450 50 9,0 4,5

16 50 600 30 12,0 6,0

No caso do alumínio, apenas se apresenta uma imagem, pois só o ensaio 16 preenchia os

requisitos de rugosidade necessários para se obter uma imagem uniformemente focada. Os

parâmetros usados nesse ensaio são: f=30kHz; v=450mm/s; I=30%. Em todas as imagens

está incluída a escala, em que a unidade é 2 µm. É importante também relembrar que a

67

“track distance”, ou seja, a distância entre as passagens do laser é 10 µm,sendo que, em

cada camada a orientação das passagens do laser roda 90º, e que o tempo de pulso é 10 µs.

Assim, é possível calcular a dep, ou seja, a distância entre o início de cada pulso, para isso

basta dividir V por e é também possível calcular a distância percorrida por cada

pulso, dpp, para isso basta multiplicar V por . O resultado desses cálculos também

se encontra na tabela. Quanto ao ensaio do alumínio, dep = 15 µm e dpp = 4,5 µm. É útil

também relembrar que o diâmetro do ponto do laser é 30 µm.


Figura 54 – Observação microscópica da superfície erodida a laser; Ensaio 16; Liga de alumínio

AA1050

Ao observar esta imagem, é possível encontrar, de forma bastante explícita as crateras

geradas por cada pulso do laser, que, têm a forma de um círculo de cerca de 20 µm de

diâmetro arrastado ao longo de 4,5 µm e distam 15 µm entre si numa direção e 10 µm entre

si perpendicularmente a essa direção. Isto leva a que essas crateras se sobreponham umas

às outras, ficando por cima as últimas a serem geradas. Dito isto, observando atentamente

esta imagem e tendo em conta as distâncias entre pulso e entre passagens, conclui-se que

as passagens do laser se efetuaram ao longo da direção que vai do canto superior esquerdo

até ao canto inferior direito, sendo que as primeiras passagens se encontram no canto

inferior esquerdo e as últimas no canto superior direito.

68


(a) (b)

Figura 55 – Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 6, (b) ensaio 11; Liga

de titânio Ti-6Al-4V

Na figura (a), correspondente ao ensaio 6, é possível encontrar as crateras geradas por cada

pulso do laser, sendo que, neste caso, cada cratera é um círculo de cerca de 8 µm de

diâmetro arrastado ao longo de 3 µm, com o diâmetro a reduzir-se um pouco pois, no

decorrer do pulso, a intensidade vai diminuindo. O início de cada cratera dista 10 µm entre si,

tanto na vertical como horizontal. Observando a figura pode concluir -se que cada passagem

do laser se efetuou na vertical segundo a orientação da figura, pois, nessa direção há

sobreposição, o que acontece pois, a soma do diâmetro da cratera c om a distância percorrida

pelo pulso é maior do que a distância entre o início de cada pulso. Não é possível aferir se as

passagens começaram pela esquerda ou pela direita, pois, como a “track distance” é maior

que o diâmetro das crateras, não há sobreposição nessa direção.

Quanto à figura (b), que corresponde ao ensaio 11, a rugosidade é tão baixa, 0,803 µm que

não é possível identificar o tamanho das crateras, no entanto, não chega certamente a 10

µm, pois, na direção horizontal não se verifica sobreposição. Sabe-se, pelos cálculos, que o

início destas crateras deve distar 11,25 µm entre si na vertical, sendo que, esta é a direção

da passagem do laser, e 10 µm na horizontal e que se devem arrastar 4,5 µm. Nesta figura, é

interessante constatar que é possível observar os grãos do material, o que provavelmente se

deve à rugosidade ser tão baixa.

69

(a) (b) (c)

Figura 56 - Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 12, (b) ensaio 15, (c)

ensaio 16; Liga de titânio Ti-6Al-4V

Na figura (a), correspondente ao ensaio 12, embora a rugosidade não seja baixa demais,

também não é possível identificar claramente a dimensão das crateras. No entanto, é sabido,

que, neste caso, elas devem distar 15 µm na vertical, direção de passagem do laser que é

onde se verifica variação do diâmetro, e 10 µm na horizontal e que cada cratera se deve

arrastar 6 µm. É interessante verificar que, tendo em conta que este é um dos ensaios em

que se obteve a cor azul, microscopicamente, se observam diversas cores.

Relativamente à figura (b), que corresponde ao ensaio 15, observa-se que as crateras têm

cerca de 5 µm e que distam 9 µm entre si na vertical e 10 µm na horizontal e que, na vertical

o laser se arrasta ao longo de 4,5 µm o que faz com que haja sobreposição nessa direção.

Como não há sobreposição na horizontal, não é possível saber se as primeiras passagens se

efetuaram à esquerda ou à direita. Nesta figura também é possível observar os grãos bem

como as diferentes cores que, neste caso, combinam para macroscopicamente formar um

tom de azul.

Na figura (c), correspondente à experiência 16, a rugosidade é tão baixa, 0,504 que não é

possível encontrar as crateras. Sendo que se sabe que estas devem distar entre si 12 µm na

direção da passagem do laser, arrastando-se 6 µm e 10 µm na direção perpendicular a essa.

Nessa figura, os grãos do material são muito fáceis de identificar e estão muito bem

definidos.

70


(a) (b)

Figura 57 - Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 6, (b) ensaio 11; Aço

DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Na figura (a), que corresponde ao ensaio 6, o diâmetro das crateras não é totalmente claro,

no entanto, é possível observar que não há sobreposição em qualquer direção, o que

significa que, como se sabe que a distância entre o início dos pulsos em cada passagem é 10

µm e que a distância percorrida por cada pulso é 3 µm, então, as crateras têm que ser

menores que 7 µm. É possível também observar que a direção das passagens é horizontal

pois é nessa direção que as extremidades das crateras se encontram mais próximas. Não é

possível, no entanto, perceber, nessa direção, qual foi o sentido das passagens do laser e,

como não há sobreposição, também não é possível aferir por onde começaram as

passagens.

Relativamente à figura (b), que corresponde ao ensaio 11, não é possível identificar crateras,

no entanto, é possível verificar que existem vales contínuos na direção horizontal, o que

sugere que é essa a direção das passagens e que há sobreposição e, como a distância entre

o início dos pulsos é 11,25 µm e a distância percorrida pelos mesmos é 4,5, então, as

crateras são maiores que 6,75 µm. Por outro lado, na direção vertical, as crateras estão

todas ligadas, logo, como a “track distance” é 10 µm então, as crateras têm cerca de 10 µm.

Não é possível identificar o sentido das passagens, nem quais se efetuaram primeiro. É

possível também identificar de uma forma bastante explícita os grãos do material.

71

(a) (b) (c)


ensaio 16; Aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4

Quanto à figura (a), que corresponde ao ensaio 12, é possível observar que as crateras têm

cerca de 10 µm de diâmetro, e que as passagens ocorreram ao longo da vertical, pois, é

nessa direção que as crateras apresentam a dimensão maior da elipse. Sabe -se também,

que a distância, nessa direção, entre os seus inícios é 15 µm, o que, embora não muito

evidentemente, é possível também aferir pela figura. Para além disso, cada pulso percorreu 6

µm, o que, tendo em conta as restantes dimensões já referidas, explica a razão de haver

sobreposição na vertical. Na horizontal, as crateras também se encontram muito próximas,

pois, as crateras têm aproximadamente o mesmo diâmetro que o valor de “track distance”, no

entanto, sobrepõe-se apenas em alguns pontos porque, como já foi anteriormente referido,

devido à intensidade se reduzir ao longo de um pulso, então, apenas o início do pulso tem

essa dimensão.

No caso da figura (b), que corresponde ao ensaio 15, não é possível tirar conclusões quanto

à direção e sentido das passagens do laser, nem quanto à dimensão das crateras. Apesar

disso, é sabido que a distância entre o início de cada pulso é 9 µm e que a distância

percorrida pelos mesmos é 4,5 µm.

Relativamente à figura (c), correspondente ao ensaio 16, ocorre o mesmo que no caso do

titânio para o mesmo ensaio, não existe profundidade suficiente para se perceber a

localização e a dimensão das crateras nem para saber em que direção se efetuaram as

passagens do laser ou por que ordem foram feitas as passagens. Ainda assim, sabe -se que a

distância entre o início de cada pulso é 12 µm e a distância percorrida pelos mesmos é 6 µm.

Para além disso, nesta figura é possível ver com grande detalhe os grãos do material.

72


(a) (b)

Figura 59 - Observação microscópica das superfícies erodidas a laser; (a) ensaio 6, (b) ensaio 11; Aço

DIN X40CrMoV5-1

Na figura (a), que corresponde ao ensaio 6, observa-se que as crateras deverão ser maiores

que 10 µm, pois existe sobreposição em ambas as direções. É também visível que a direção

das passagens do laser é a horizontal, pois, existe maior ligação entre as crateras nesse

sentido, o que se deve a que apesar da distância entre os pulsos ser 10 µm em ambas as

direções, na direção de passagem do pulso, este percorre 3 µm, não sendo claro qual o

sentido, e, que, as primeiras passagens estão na parte de cima da figura e as últimas estão

na parte de baixo, pois, as últimas sobrepõe-se às primeiras.

Na figura (b), que corresponde ao ensaio 11, verifica-se que não é possível identificar e

medir as crateras pois a rugosidade é demasiado baixa, 0,666 µm, ainda assim, observa-se a

existência de vales na direção horizontal tal como tinha sido verificado no caso do mesmo

ensaio para o outro aço, que aliás, tem uma figura muito semelhante. Assim, há sobreposição

e, por isso, tendo em conta que a distância entre pulsos é 11,25 µm e a distância percorrida

pelos mesmos é 4,5 µm, então, as crateras têm que ter pelo menos 6,75 µm. Nesta figura é

também possível observar os grãos do material.

73

(a) (b) (c)


ensaio 16; Aço DIN X40CrMoV5-1

Na figura (a), que corresponde ao ensaio 12, observa-se que as crateras têm

aproximadamente 10 µm de diâmetro, o que faz sentido visto que, na horizontal, que é a

direção de passagem do laser pois é nessa direção que se alongam as crateras, existe

ligação entre as crateras, o que, tendo em conta que a distância entre pulsos é 15 µm e que

a distância percorrida pelo pulso é 6 µm, então, as crateras teriam que ter pelo menos 9 µm

de diâmetro. Na outra direção também se verifica alguma sobreposição pontual entre

crateras, o que seria de esperar, pois, as crateras têm aproximadamente a dimensão da

“track distance”.

Relativamente à figura (b), que corresponde ao ensaio 15, observa-se que as crateras têm

cerca de 8 µm de diâmetro e que há sobreposição na direção de passagem do pulso, que é a

horizontal, mas não há na vertical. A distância entre pulsos é 9 µm e a distância percorrida

pelos mesmos é 4,5 µm. O sentido de passagem bem como a ordem das passagens não são

claros nesta figura.

Quanto à figura (c), correspondente ao ensaio 16, observa-se que é quase igual à figura da

mesma experiência no caso do outro aço, assim, aqui também não é possível perceber a

localização e a dimensão das crateras nem a direção das passagens, devido à falta de

profundidade. A distância entre o início de cada pulso é 12 µm e a distância percorrida pelos

mesmos é 6 µm. É também possível, ver com bastante detalhe os grãos do material.

5.6. Energia

Como já foi referido anteriormente, a energia não foi analisada para cada material em

separado pois, a potência debitada pela máquina não depende do material que está a ser

maquinado.

Antes de proceder à análise, é interessante referir o que seria de esperar. Por razões óbvias,

um aumento na percentagem de corrente deveria levar a um maior gasto energético. Em

74

relação à frequência de pulso, se por um lado quanto menor ela for, mais energéticos são os

pulsos, por outro lado, quanto maior for, mais pulsos existem e dessa forma, esses dois

fatores agem em sentidos contrários e, por isso, é difícil afirmar qual será a influência da

frequência no gasto energético. Já no que diz respeito à velocidade de avanço, é evidente

que se a velocidade for menor, a experiência dura mais tempo e é claro que se a máquina

estiver ligada mais tempo, vai haver um gasto energético superior , não só por causa do laser,

pois a máquina também inclui um sistema de aspiração de detritos, um ar condicionado e um

sistema de refrigeração do laser com água, mas também devido ao laser, pois, se tudo o

resto for igual, a menor velocidade fará com que haja mais pulsos e estes terão a mesm a

energia.

Os valores de energia nas tabelas seguintes encontram-se expressos em kJ.

Tabela 50 – Energia[kJ] tabelada para combinações de f[kHz] e I[%]

f\I 30 50 70 90

20 16882 9668 7291 6222

30 9035 16787 5880 7762

40 6524 5461 19391 11025

50 5193 6927 10430 20329

Figura 61 - Energia em função de frequência de pulso e percentagem de corrente

Observando atentamente este gráfico, não é fácil perceber qual a influência que a

intensidade e que a frequência têm no gasto energético, no entanto, se se calcular as médias

das oito experiências de percentagem de corrente mais alta e se comparar com a média das

restantes, constata-se que uma maior intensidade leva a um maior gasto energético, tal como

o previsto, mas, ainda assim, a influência deste parâmetro não é muito grande. Já no caso da

frequência, repetindo o mesmo processo, constata-se que uma maior frequência também leva

a um gasto energético maior, mas a influência deste parâmetro é menor que a da

percentagem de corrente. Quanto à velocidade, que aqui é apenas o parâmetro implicito,

constata-se por observação das linhas x=y e x=-y, de velocidade mínima e máxima

respetivamente, que este parâmetro é, de longe, o parâmetro mais influente no gasto

energético e que quanto maior for a velocidade, menor será esse gasto.

75

Tabela 51 - Energia[kJ] tabelada para combinações de v[mm/s] e I[%]

V\I 30 50 70 90

150 16882 16787 19391 20329

300 9035 9668 10430 11025

450 6524 6927 7291 7762

600 5193 5461 5880 6222

Figura 62 - Energia em função de velocidade de avanço e percentagem de corrente

Neste gráfico é possível verificar que quanto maior for a percentagem de corrente , maior será

o gasto energético, mas que a influência deste parâmetro é muito menor que a da velocidade.

Quanto à frequência, não é possível tirar qualquer conclusão a partir deste gráfico.

Relativamente à velocidade, confirma-se uma vez mais que quanto maior ela for, menor será

o gasto energético.

Tabela 52 - Energia[kJ] tabelada para combinações de f[kHz] e V[mm/s]

f\V 150 300 450 600

20 16882 9668 7291 6222

30 16787 9035 7762 5879

40 19391 11025 6524 5461

50 20329 10430 6927 5193

Figura 63 - Energia em função de frequência de pulso e velocidade de avanço

Neste gráfico, não é possível verificar qual a influência da intensidade. Em relação à

frequência, é possível constatar que maiores frequências levam a maior gasto energético,

mas que esta influência é mínima quando comparada com a velocidade, que, como se pode

ver diretamente do gráfico, quanto maior esta for, menor será o gasto energético.

76

Conclusão

O gasto energético é independente do material que estiver a ser maquinado, sendo que de

entre os três parâmetros estudados, o mais importante é a velocidade, sendo que, quanto

maior for a velocidade, menor é o gasto energético. Esta influência muito maior da velocidade

relativamente aos outros parâmetros deve-se sobretudo ao facto de a máquina também

incluir, para além do laser, um sistema de refrigeração com água, um ar condicionado e um

sistema de aspiração de detritos, que, no seu conjunto, são responsáveis pela maior parte do

gasto energético, assim, a potência varia apenas muito pouco entre as experiências com

combinações de parâmetros mais extremos e, dessa forma, o mais importante para definir o

gasto energético de uma experiência é o tempo que ela demora a ser efetuada, daí, a

velocidade ser assim tão importante. Quanto à percentagem de corrente, quanto maior esta

for, maior é o gasto energético, como seria de esperar, e o mesmo acontece com a

frequência, embora a sua influência seja mínima.

77

6. Conclusão

Apesar da maquinagem por feixe laser ser um processo com um grau de desenvolvimento

considerável, continua a ser a base de muitos projetos de investigação e todos os anos sã o

publicados artigos nesta área, sendo que o foco tem sido sobretudo em estudar frequência de

pulso, intensidade do laser e/ou velocidade de avanço como parâmetros de entrada, e, taxa

de remoção de material e/ou qualidade das superfícies obtidas como “outputs” .

Com a realização deste trabalho, concluiu-se que, a percentagem de corrente e a velocidade

de avanço têm um efeito positivo na taxa de remoção de material , para todos os materiais,

enquanto que, cada material tem uma frequência de pulso ideal para desbaste, visto que,

quanto maior a frequência, menos energéticos são os pulsos (sendo esta relação não linear)

e maior quantidade de pulsos existe (sendo esta relação linear) . Conclusões semelhantes

relativamente à velocidade de corte e à frequência de pulso foram também obtidas por [M.

Sowjanya et al. (2013)].

Se o objetivo for efetuar uma operação de acabamento, deve-se usar uma intensidade baixa.

A frequência deve ser alta, sendo que, a máquina está limitada a 50 kHz (pois acima desse

valor os pulsos teriam muito pouca energia) , logo deve ser essa a escolha. E quanto à

velocidade, para obter o melhor acabamento possível, esta deveria ser baixa, no entanto,

como a sua influência é muito baixa, pode ser usada uma velocidade alta, pois, a diferença

será pequena e assim poupa-se tempo e dinheiro. Estes resultados assemelham-se aos

obtidos por [M. Madic et al. (2014)] em que foi concluído que a rugosidade superficial obtida

é diretamente proporcional à velocidade de corte e à intensidade do laser.

Relativamente à dureza, constatou-se que esta aumentou na liga de alumínio AA1050, na liga

de titânio Ti-6Al-4V e no aço DIN 40CrMnNiMo8-6-4 e diminuiu no aço DIN X40CrMoV5-1,

sendo que não se encontrou nenhuma relação conclusiva entre a variação da du reza e os

parâmetros de entrada, o que se deve ao facto de o micro-durómetro usado não ser preciso o

suficiente para diferenciar rigorosamente as várias variações de dureza obtidas, pois, estas

têm todas elas valores muito próximos em cada material.

Quanto à energia, verificou-se que quanto maior for a velocidade de avanço e menor a

percentagem de corrente, menor é o gasto energético, com a frequência a ter pouca

influência. Verificou-se que quanto mais alta é a percentagem de corrente e mais baixa é a

velocidade de avanço, mais escura é a superfície obtida, e que é possível obter diversas

cores, no entanto, não existe uma tendência evidente a relacionar estas com os parâmetros

de entrada.

Relativamente a ideias para trabalhos futuros que possam dar continuidade ao que foi feito

no âmbito desta dissertação, seria interessante aplicar técnicas matemáticas de otimização

aos dados obtidos nesta dissertação para encontrar as equações que relacionam os três

parâmetros de entrada abordados aqui, com os vários “outputs” analisados, bem como, os

valores ideais de parâmetros de entrada nos casos em que isso se aplica, como por exemplo,

78

no caso da frequência relativamente à taxa de remoção de material. Também seria

interessante se se tentasse projetar e instalar um sistema de proteção gasosa que consiga

afetar de forma positiva estes ensaios e, assim, repetir os ensaios desta tese utilizando esse

sistema e comparar os resultados obtidos.

79

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