interação aresta/peça no fresamento de perfis...
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UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
Faculdade de Engenharia Mecânica
INNOCENZO SCANDIFFIO
Interação aresta/peça no fresamento de perfis
complexos: influência na força de usinagem,
vida da ferramenta e rugosidade da peça
CAMPINAS
2016
Tese de Doutorado apresentada à Faculdade de
Engenharia Mecânica da Universidade Estadual
de Campinas como parte dos requisitos exigidos
para obtenção do título de Doutor em Engenharia
Mecânica, na Área de Materiais e Processos de
Fabricação.
Dedicatória:
Dedico este trabalho à minha querida esposa Mirna, e aos meus filhos Felipe e Matheus,
pelo incentivo na conclusão deste trabalho e abnegação dos momentos de comunhão.
À minha mãe Angela e ao meu pai Giuseppe (in memoriam) por mostrar-me o caminho da
sinceridade e honestidade.
Agradecimentos
Ao Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz, que com muito empenho e dedicação mostrou-me os
caminhos a serem seguidos.
Ao Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza pelo empenho na coorientação do trabalho.
À Faculdade de Tecnologia SENAI “Roberto Mange” pelo apoio e disponibilização dos
equipamentos.
Aos colegas do Departamento de Engenharia de Fabricação (DEMM – UNICAMP) por me
ajudarem em diversos aspectos da tese.
...não que, por nós mesmos,
sejamos capazes de pensar
alguma coisa, como se partisse
de nós; pelo contrário, a nossa
suficiência vem de Deus.
2 Co 3:5
Resumo
A manufatura de moldes e matrizes representa uma grande parte dos custos de produção do
produto final. O fresamento é um dos processos mais utilizados para a fabricação dos moldes e
matrizes e, frequentemente, devido às limitações da operação, um processo de polimento manual
é requerido para a obtenção do acabamento ideal. Mesmo utilizando-se as modernas tecnologias
de fresamento em altas velocidades, que confere menor rugosidade à superfície, o polimento
manual é ainda necessário, gerando maiores custos e erros geométricos ao produto. Portanto, o
processo de fresamento de perfis complexos de moldes e matrizes ainda tem muito a ser estudado
e melhorado a fim de se reduzir o tempo gasto com o processo de polimento. Um ponto ainda não
plenamente estabelecido é a influência do ângulo de contato entre a ferramenta e a peça nos
esforços de corte e na qualidade da superfície usinada. Quando se copia um perfil complexo, este
ângulo varia, fazendo também variar o diâmetro efetivo de corte, a velocidade de corte, as
componentes da força de usinagem e, consequentemente, a rugosidade da peça usinada. Além
disso, quando a direção de avanço é no sentido descendente, as forças se comportam de maneira
diferente de quando esta direção é ascendente. Este trabalho contribui para a solução deste
problema. Foram fresadas superfícies planas com 3 diferentes inclinações e superfícies semi-
cilíndricas, de aço ferramenta temperado (AISI D6 – 60 HRc) com ferramenta de ponta esférica,
a fim de se analisar o comportamento das forças de usinagem, a rugosidade da peça e a vida da
ferramenta. As principais conclusões foram: a) com o corte ascendente as forças radiais e
tangenciais oscilam bastante, fazendo com que a rugosidade da peça seja prejudicada; b) quando
o centro da ferramenta tem contato com a peça, o esforço de corte na direção axial da ferramenta
é muito grande devido à deformação plástica da superfície causada pela baixíssima velocidade
média de corte (no centro da fresa a velocidade de corte é zero), e embora ocorra maior
conformação plástica, os resultados de vida de ferramenta e rugosidade apresentaram melhores
valores.
Palavras-Chave: Estratégias de usinagem; Fresamento de moldes; Fresamento de aço
endurecido.
Abstract
A large part of the final product production costs lie on the manufacture of molds and dies.
Milling is one of the most used processes for the manufacture of molds and dies although, due to
operational constraints, a manual polishing process is often required to obtain an optimal finish.
Even modern technologies using high speed milling, offering less roughness to the workpiece,
still need manual polish, which means increase on production costs and geometric errors to the
product. Therefore, milling process for complex shapes of dies and molds need to be studied and
improved in order to reduce time spent on finishing process. One aspect still not fully established
is the influence of the contact angle between the tool and the workpiece regarding the cutting
forces and quality of machined surface. When a complex shape is copied, the lead angle varies,
which makes the effective cutting diameter, the cutting speed, the components of machining
forces to vary as well and, consequently, the roughness of the machined workpiece. Even more,
when the feed direction is on a descendant path, forces perform differently than when this
direction is on an ascendant path. This work contributes for the solution of this difficulty. Plain
surfaces on hardened tool steel (AISI D6 – 60 HRc) with ball end mill were milled with 3
different inclinations and semi-cylindrical surfaces, in order to analyze machining forces
performance as well as surface roughness and tool life. Main conclusions were: a) in ascendant
cutting, radial and tangential forces fluctuate a lot, causing the workpiece roughness is harmed. b)
when the center of the tool contacts the workpiece, the cutting force in the axial direction of the
tool is very large due to the surface plastic deformation caused by the very low average cutting
speed (in the center of the mill, cutting speed is zero), and although greater plastic deformation
occurs, the results for tool life and roughness showed better values.
Keywords: Machining strategies; Milling of molds; Milling of hardened steel.
Lista de Ilustrações
Figura 1.1 - Custo de Fabricação de Moldes de Injeção Plástica (Boujelbene et al., 2004) .......... 18
Figura 2.1 - Fresamento discordante e concordante ....................................................................... 24
Figura 2.2 - Processo de fresamento em acabamento .................................................................... 26
Figura 2.3 - Lead angle e tilt angle (Ozturk et al., 2009) ............................................................... 26
Figura 2.4 - Fresamento em contorno e fresamento em cópia (Sandvik, 2002) ............................ 27
Figura 2.5 - Fresas para fabricação de matrizes e moldes (Sandvik Coromant, 2006) Adaptado . 34
Figura 2.6 - Desempenho em diferentes ferramentas de corte em HSM do aço AISI D2 (adaptado
de Fallboëhmer et al., 2000) ........................................................................................................... 37
Figura 2.7 - Posição relativa entre a aresta de corte e a peça na saída do corte ............................. 42
Figura 2.8 - Área do segmento de corte com chatter (Ning et al., 2001) ....................................... 45
Figura 2.9 - Área do segmento de corte estável (Ning et al., 2001) ............................................... 46
Figura 2.10 - Sobremetal proveniente da usinagem em desbaste em formas complexas (Souza,
2004) ............................................................................................................................................... 50
Figura 2.11 - Desbastes com ferramentas de topo reto e esférico (Souza, 2004) .......................... 51
Figura 2.12 - Topografia e camadas superficiais de uma peça usinada (Nicola, 2008) ................. 52
Figura 2.13 - Rugosidade de uma superfície plana após a usinagem (Sandvik, 1999) .................. 56
Figura 2.14 - Formato do contato ferramenta/peça (Souza, 2004) ................................................. 57
Figura 2.15 - Alteração do ponto de contato de uma ferramenta de topo esférico (Souza, 2004) . 58
Figura 2.16 - Alteração do ponto de contato de uma ferramenta de topo esférico no corte
descendente e corte ascendente (Scandiffio et al. 2016) ................................................................ 59
Figura 3.1 - Trajetória circular utilizadas nos experimentos .......................................................... 62
Figura 3.2 - Trajetória linear .......................................................................................................... 62
Figura 3.3 - Trajetória Circular mantendo o mesmo ponto de contato da ferramenta ................... 62
Figura 3.4 - Centro de Usinagem 5 eixos Hardinge XR 600 5AX – 1ª fase dos experimentos ..... 64
Figura 3.5 - Centro de Usinagem 5 eixos DMG eVo 40 – 2ª fase dos experimentos .................... 65
Figura 3.6 - Sistema de medição de desgaste da ferramenta .......................................................... 65
Figura 3.7 - Rugosímetro digital Mitutoyo .................................................................................... 66
Figura 3.8 - Regiões de medição de rugosidade ............................................................................. 66
Figura 3.9 - Dinamômetro – Kistler ............................................................................................... 67
Figura 3.10 - Amplificador de sinal multicanal – Kistler .............................................................. 67
Figura 3.11 - Determinação da força de corte, força radial e força axial ....................................... 68
Figura 3.12 - Fresa utilizada nos experimentos .............................................................................. 69
Figura 3.13 - Corpo de prova utilizado nos experimentos ............................................................. 70
Figura 4.1 - Vida da ferramenta - Fase 1 ........................................................................................ 72
Figura 4.2 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 3 eixos descendente .......................... 74
Figura 4.3 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 3 eixos ascendente ............................ 74
Figura 4.4 - Superfície de saída da ferramenta – Usinagem 3 eixos descendente ......................... 76
Figura 4.5 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 3 eixos ascendente ............................ 76
Figura 4.6 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 5° descendente .................................. 77
Figura 4.7 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 5° ascendente .................................... 77
Figura 4.8 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 5° descendente .................................. 79
Figura 4.9 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 5° ascendente .................................... 79
Figura 4.10 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 45° descendente .............................. 80
Figura 4.11 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 45° ascendente ................................ 80
Figura 4.12 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 45° descendente .............................. 82
Figura 4.13 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 45° ascendente ................................ 82
Figura 4.14 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 85° descendente .............................. 83
Figura 4.15 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 85° ascendente ................................ 83
Figura 4.16 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 85° descendente .............................. 84
Figura 4.17 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 85° ascendente ................................ 84
Figura 4.18 - Fresamento ascendente. Componentes: a) Fax (força axial); b) Fr (força radial); c)
Ft (força tangencial); d) força axial amplificada; e) força radial amplificada e f) força tangencial
amplificada ..................................................................................................................................... 86
Figura 4.19 - Fresamento descendente. Componentes: a) Fax (força axial); b) Fr (força radial); c)
Ft (força tangencial) d) força axial amplificada; e) força radial amplificada e f) força tangencial
amplificada ..................................................................................................................................... 87
Figura 4.20 - Usinagem Descendente: Fax e a ponta da ferramenta envolvida no corte previnem a
vibração .......................................................................................................................................... 89
Figura 4.21 - Rugosidade – 3 eixos descendente e ascendente ...................................................... 92
Figura 4.22 - Rugosidade – Usinagem com inclinações de 5°, 45° e 85° (descendente e
ascendente) ..................................................................................................................................... 92
Figura 4.23 - Vida da ferramenta – fase 2 ...................................................................................... 94
Figura 4.24 - Força axial, força radial e força tangencial – 5° descendente .................................. 95
Figura 4.25 - Força axial, força radial e força tangencial – 5° ascendente .................................... 95
Figura 4.26 - Força axial, força radial e força tangencial – 45° descendente e ascendente ........... 96
Figura 4.27 - Força axial, força radial e força tangencial – 85° descendente e ascendente ........... 96
Figura 4.28 - Superfície da folga da ferramenta – 5° descendente ................................................ 99
Figura 4.29 - Superfície da folga da ferramenta – 5° ascendente .................................................. 99
Figura 4.30 - Superfície de saída da ferramenta – 5° descendente .............................................. 101
Figura 4.31 - Superfície de saída da ferramenta – 5° ascendente ................................................ 101
Figura 4.32 - Superfície da folga da ferramenta – 45° descendente ............................................ 102
Figura 4.33 - Superfície da folga da ferramenta – 45° ascendente .............................................. 102
Figura 4.34 - Superfície de saída da ferramenta – 45° descendente ............................................ 103
Figura 4.35 - Superfície de saída da ferramenta – 45° ascendente .............................................. 103
Figura 4.36 - Superfície da folga da ferramenta – 85° descendente ............................................ 104
Figura 4.37 - Superfície da folga da ferramenta – 85° ascendente .............................................. 104
Figura 4.38 - Superfície de saída da ferramenta – 85° descendente ............................................ 105
Figura 4.39 - Superfície de saída da ferramenta – 85° ascendente .............................................. 105
Figura 4.40 - Rugosidade apresentada em todos os experimentos da fase 2 ............................... 106
Figura 4.41 - Comportamento da força axial – fase 2 .................................................................. 107
Figura 4.42 - Perfil de rugosidade a) 5° descendente b) 5° ascendente - fase 2 .......................... 108
Figura 4.43 - Perfil de rugosidade a) 45° descendente b) 45° ascendente - fase 2 ...................... 109
Figura 4.44 - Componente Ft a) 45° descendente b) 45° ascendente - fase 2 .............................. 109
Lista de Tabelas
Tabela 2-1 - Classificação do processo de fresamento (Hioki, 2006) ............................................ 23
Tabela 2-2 - Classificação dos aços para ferramentas (Silva e Mei, 1988) ................................... 32
Tabela 2-3 - Fatores que influenciam a rugosidade (Çolak et al., 2007) ....................................... 54
Tabela 3-1 - Estratégias de usinagem utilizadas nos experimentos ............................................... 63
Tabela 3-2 - Composição química do aço AISI D6 (Sousa et al., 2008) ....................................... 70
Tabela 4-1 - Variação de vida/diâmetro efetivo ............................................................................. 85
Tabela 4-2 - Parâmetros de usinagem – fase 2 ............................................................................... 93
Lista de Abreviaturas e Siglas
CAD – Computer Aided Design
CAM – Computer Aided Manufacturing
CNC – Comando Numérico Computadorizado
HSM – High Speed Machining
fz – Avanço por Aresta (mm/aresta)
ae – Penetração de trabalho (mm)
ap – Profundidade de usinagem (mm)
vc – Velocidade de Corte (m/min)
vB – Desgaste frontal (mm)
PVD – Deposição física a vapor
CVD – Deposição química a vapor
HRc – Dureza Rockwell
TiN – Nitreto de titânio
TiCN – Carbonitreto de titânio
TiAlN – Nitreto de titânio-alumínio
Si3N4 – Nitreto de silício
PCBN – Nitreto de boro cúbico policristalino
Al2O3 – Óxido de alumínio
REF - Raio efetivo de corte (mm)
RF – Raio da ferramenta (mm)
RP – Raio da peça (mm)
α – Ângulo de inclinação da parede em relação ao plano de trabalho (°)
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ..................................................................................................... 17
1.1 Objetivos .......................................................................................................... 20
1.2 Estrutura do trabalho ........................................................................................ 20
2 REVISÃO DA LITERATURA .............................................................................. 22
2.1 Usinagem por fresamento ................................................................................. 22
2.2 Métodos de fresamento .................................................................................... 22
2.2.1 Fresamento de matrizes e moldes .................................................................. 24
2.3 Materiais para matrizes e moldes ..................................................................... 31
2.4 Ferramentas de corte ........................................................................................ 33
2.4.1 Fresas para fabricação de matrizes e moldes ................................................ 33
2.4.2 Materiais para fresas ...................................................................................... 34
2.4.3 Coberturas para ferramentas de corte ............................................................ 35
2.4.4 Vida da ferramenta em fresamento de matrizes e moldes ............................. 35
2.4.5 Mecanismos e tipos de desgaste da ferramenta ............................................. 39
2.5 Formação do cavaco no fresamento ................................................................. 44
2.6 Força de usinagem e vibração no fresamento de matrizes e moldes ................ 46
2.7 Obtenção de formas complexas no fresamento ................................................ 49
2.8 Qualidade superficial ........................................................................................ 52
2.8.1 Rugosidade .................................................................................................... 53
2.9 Contato ferramenta-peça .................................................................................. 56
3 EQUIPAMENTOS, MATERIAIS E MÉTODOS ................................................. 61
3.1 Materiais e equipamentos utilizados ................................................................ 64
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................... 71
4.1 - Primeira Fase dos Experimentos .................................................................... 71
4.1.1 - Vida da ferramenta – Etapas 1 e 2 .............................................................. 71
4.2 Análise dos desgastes das ferramentas ............................................................. 73
4.3 Força de corte – Primeira fase de experimentos .............................................. 85
4.3.1 Componentes da força de usinagem .............................................................. 85
4.4 Rugosidade – Primeira Fase de Experimentos ................................................. 90
4.5 Vida da ferramenta – Segunda Fase dos Experimentos ................................... 93
4.6 Rugosidade – Fase 2 ....................................................................................... 105
4.7 Força de corte – Fase 2 ................................................................................... 110
5 CONCLUSÃO ..................................................................................................... 114
6 RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS .................................. 116
17
1 INTRODUÇÃO
As exigências impostas pelo mercado globalizado fazem com que qualidade e tempo de
resposta ao mercado sejam características fundamentais para a sobrevivência dos produtos.
Para que essas características sejam atendidas, vários fatores associados à fabricação de
matrizes e moldes têm evoluído para atender essa demanda, como as máquinas, as
ferramentas, os processos e os materiais.
Com a mudança do tempo de resposta dos mercados, o ciclo de vida dos produtos tem
diminuído bastante, fazendo com que o prazo para obsolescência se torne cada vez menor
(Bauco, 2003).
A usinagem de alta velocidade (HSM - High Speed Machining) tem atraído bastante
atenção como uma tecnologia de fabricação avançada nos últimos anos devido a inúmeras
vantagens, tais como altas taxas de remoção, custo mais baixo, excelente precisão dimensional
e qualidade superficial, baixa força de corte e a capacidade da máquina usinar materiais
endurecidos. Recentemente, HSM tem sido amplamente aplicado em áreas como automotiva,
aeroespacial, fabricação de moldes e indústrias de defesa (Wang, et al., 2013).
A usinagem em alta velocidade caracteriza-se por sua produtividade (quando comparado
com outros processos de fabricação de matrizes e moldes), acabamento da peça aceitável e
excelentes tolerâncias dimensionais. Com o uso desta tecnologia é
possível a execução da usinagem final, em muitos casos sem a necessidade de operações
posteriores de acabamento como a retificação e o polimento. Entre os diferentes processos de
usinagem de alta velocidade, o mais utilizado é o de fresamento (Dolinsek et al., 2004).
As investigações em usinagem em fresamento de material endurecido estão
estabelecidas em quatro direções: mecanismo de desgaste da ferramenta, qualidade de
acabamento da peça, mecanismo de formação do cavaco e usinagem de materiais endurecidos.
Todas essas pesquisas estão direcionadas a um único objetivo comum que é a determinação
das velocidades de usinagem em uma condição economicamente viável (Dolinsek et al.,
2004).
A fabricação e testes de novas matrizes e moldes podem ser fundamentais para atender a
demanda e tempo de entrega do produto. A fabricação de componentes para a indústria
automobilística exige moldes complexos que podem custar até US$ 500 mil com tempo de
18
fabricação entre 6 a 9 meses (Altan et al., 2001). Considerando a velocidade com que as
mudanças ocorrem em vários segmentos da indústria, muitas empresas são forçadas a
fabricarem produtos com alta qualidade e baixo custo, buscando a plena satisfação dos
clientes. A capacidade das empresas de se adequarem às mudanças do mercado e de tomarem
decisões com rapidez são práticas fundamentais para a manutenção no mercado (Capla, 2006).
Vários segmentos da indústria moderna dependem de matrizes e moldes como o
processo de injeção de plástico, forjamento, sinterização, estampagem e fundição (Oliveira,
2007). Matrizes e moldes, geralmente são compostos por geometrias complexas que podem
ser confeccionados com material de elevada dureza, o que torna a usinagem um processo com
elevado nível de dificuldade. Além disso, a qualidade do molde afeta diretamente a qualidade
das peças produzidas.
A técnica de fabricação das matrizes e moldes tem um papel importante no custo final da
ferramenta. A figura 1.1 mostra uma estimativa de custos envolvidos na fabricação de moldes.
Este levantamento foi feito no ano de 2004, mas muito provavelmente a realidade da
fabricação de moldes e matrizes nos dias atuais não se distancia muito do que está mostrado
nesta figura. Nota-se que a fabricação do molde representa 30% do custo total de fabricação de
peças feitas de plástico, enquanto o material representa somente 5%. Com isso, a usinabilidade
do material escolhido para a fabricação do molde tem forte influência no custo final da
ferramenta (Boujelbene et al., 2004).
Custo de Injeção 25%
Outros 5%
Aço para Molde 5%
Fabricação do Molde
30%
Projeto e Simulação
10%
Plástico Granulado 25%
Figura 1.1 - Custo de Fabricação de Moldes de Injeção Plástica (Boujelbene et al., 2004)
19
Com isso, o estudo de novas técnicas de fabricação de matrizes e moldes tem se tornado
essencial na indústria de fabricação moderna, visando atender a demanda de mercado. Uma
técnica que cada vez mais vem sendo usada é a usinagem de matrizes e moldes em alta
velocidade (HSM) por ser um processo que produz com facilidade os perfis mais complexos e
com bom acabamento.
O conceito de usinagem HSM não depende exclusivamente de uma máquina de usinagem
com alta velocidade de corte e do material da ferramenta, mas também de um bom software de
CAD para o modelamento do produto e de um software de CAM para simulação de usinagem e
geração do programa para a fabricação (Oliveira, 2007).
O termo usinagem com altas velocidades (HSM) sugere que o tempo de usinagem seja bem
menor, quando comparado com usinagem convencional. Entretanto, isto não é verdade porque
quando se utiliza HSM baixos avanços e profundidades de usinagem são usados, resultando em
uma pequena taxa de remoção de material, quando comparada com o fresamento convencional.
Porém, o tempo de usinagem é menor quando comparado com o processo de acabamento de
matrizes e moldes que vinha sendo utilizado até o advento do fresamento HSM, que é a
eletroerosão. Outras melhorias que a técnica HSM introduz estão relacionadas à melhora do
acabamento minimizando o processo de polimento (Marcondes, 2003). Esta técnica caracteriza-
se pela utilização de ferramentas (fresas) de pequeno diâmetro (D) para que se possam copiar
pequenos raios do perfil da matriz. A largura fresada ae usualmente é bem pequena, da ordem de
poucos décimos de milímetros, fazendo com que a relação ae/D seja também pequena, apesar do
baixo valor do diâmetro da fresa. Com isso, tem-se pequeno ângulo de contato da fresa com a
peça em cada revolução, o que faz com que a temperatura da ferramenta seja baixa, o que
possibilita o uso de altas velocidades de corte. Como o diâmetro é pequeno e a velocidade alta, a
rotação da fresa tem que ser muito alta. Além disso, como o ângulo de contato é pequeno, o
avanço por dente (fz) tem que ser mais alto que os valores usuais utilizados em fresamento de
acabamento, para que não se tenha espessura de cavaco (h) muito pequena e, assim, pressão de
corte muito alta. Assim, com rotação alta e avanço por dente alto, a velocidade de avanço é muito
alta. Daí que surge o nome “high speed machining” ou “usinagem em alta velocidade”. Não
porque a remoção de cavaco seja alta (ela é baixa devido aos baixos valores de ae e profundidade
de usinagem – ap), mas porque as velocidades de avanço e de corte, bem como a rotação da
ferramenta são muito altas.
20
Outro fator importante na fabricação de matrizes e moldes é a rugosidade da peça. A
rugosidade obtida na operação de acabamento na usinagem é o que determina o tempo que será
utilizado para a operação posterior de polimento da matriz. Portanto, uma operação de
acabamento com parâmetros de corte adequados minimizará ou mesmo eliminará o tempo de
polimento do molde.
1.1 Objetivos
Este trabalho tem como objetivo principal definir qual a melhor estratégia de usinagem de
acabamento de aço endurecido (descendente ou ascendente, corte com variação do diâmetro
efetivo de contato da ferramenta ao longo da passada ou corte com 4 eixos de programação a fim
de se manter o diâmetro efetivo constante ao longo da passada) para se fresar uma superfície
circular convexa.
Como objetivo secundário tem-se a análise e avaliação do desempenho da usinagem em
termos de forças de usinagem, rugosidade da peça e vida da ferramenta em fresamento de aço
temperado (60 HRc) utilizando ferramenta com ponta esférica em operações de acabamento de
superfícies circulares convexas.
1.2 Estrutura do trabalho
A estrutura do trabalho apresenta a seguinte divisão:
Capítulo 1 – Introdução sobre a importância da produtividade na fabricação de
matrizes e moldes
Capítulo 2 – Revisão da literatura – nesse capítulo serão apresentados estudos
realizados por outros autores sobre fresamento de matrizes e moldes, materiais para
ferramentas e materiais para matrizes e moldes.
Capítulo 3 – Procedimentos experimentais – nesse capítulo serão descritos os
equipamentos, ferramentas e metodologia utilizadas para a realização dos experimentos.
Capítulo 4 - Resultados e discussão – nesse capítulo serão apresentados e discutidos
os resultados obtidos nos experimentos.
21
Capítulo 5 – Conclusão e sugestões para trabalhos futuros – nesse capítulo será
apresentada a conclusão sobre o trabalho e sugestões para aprofundamento dos resultados.
22
2 REVISÃO DA LITERATURA
2.1 Usinagem por fresamento
O fresamento é um processo de usinagem que tem como objetivo produzir superfícies com
as mais variadas formas geométricas com o auxílio de uma ferramenta denominada fresa. Para a
execução do processo são necessários dois movimentos básicos: rotação da ferramenta e avanço
do material contra a superfície cortante da ferramenta (Ferraresi, 1977). O processo de
fresamento é comumente utilizado na fabricação de matrizes e moldes tanto em operações de
desbaste, devido à alta taxa de remoção de material, quanto em operações de acabamento, devido
à facilidade de produzir superfícies complexas.
Com o surgimento das máquinas-ferramentas equipadas com comando numérico
computadorizado (CNC) e a evolução dos programas de CAM, as ferramentas têm capacidade de
se deslocar praticamente em todas as direções. Com a integração dos programas de CAD/CAM,
as geometrias geradas no processo de fresamento ganharam maior flexibilidade quanto à
complexidade, fazendo com que a superfície da peça a ser usinada ficasse limitada pela
capacidade geométrica das ferramentas utilizadas nesse processo e pela máquina-ferramenta.
2.2 Métodos de fresamento
Existem muitas variantes para o processo de fresamento. A classificação do processo de
fresamento depende da forma da ferramenta, contato da ferramenta com a peça e direção da
usinagem. Segundo Diniz et al., (2014), Köenig, (1981), Stemmer, (2005) e Hioki, (2006) o
processo de fresamento pode ser classificado conforme a tabela 2.1.
23
Tabela 2-1 - Classificação do processo de fresamento (Hioki, 2006)
No processo de fresamento, conforme a posição dos dentes ativos da fresa, pode-se
classificar a operação de fresamento como fresamento tangencial, quando os dentes ativos da
fresa estão na superfície cilíndrica; e fresamento frontal, quando os dentes ativos da fresa estão na
superfície frontal da ferramenta (Diniz et al., 2014).
Outra característica muito importante no processo de fresamento tangencial está
relacionada ao movimento da peça em relação à ferramenta. O fresamento tangencial pode ser
concordante ou discordante. No fresamento concordante o sentido do movimento de avanço é o
mesmo do sentido de rotação da fresa e no fresamento discordante o movimento de avanço da
peça é contrário do movimento de rotação da fresa conforme mostra a figura 2.1 (Diniz et al.,
2014).
Classificação do processo de fresamento
Forma da ferramenta e
cinemática
Plano
Circular
Geração
Forma perfil
Sentido de rotação e avanço da
peça
Concordante
Discordante
Disposição da aresta ativa Tangencial
Frontal
Com relação à estratégia Contorno
Cópia
Ascendente
Descendente
24
No processo de usinagem por fresamento, devido ao fato de que o corte é intermitente, o
desempenho da ferramenta pode ser comprometido. O corte intermitente se dá em função da
ferramenta ser rotativa e, assim, cada aresta de corte em cada revolução passa por uma fase ativa,
na qual acontece a remoção do material, e uma fase passiva em que não ocorre a remoção de
material. Devido a essas variações cíclicas, tanto de temperatura como de choques mecânicos, a
ferramenta no processo de fresamento está mais sujeita a desgastes prematuros, avarias
mecânicas e térmicas, podendo ocorrer prematuramente uma falha catastrófica da ferramenta
(Bombonato et al., 2008).
2.2.1 Fresamento de matrizes e moldes
Segundo Fallboëhmer et al. (2000), moldes e matrizes são ferramentas utilizadas em
processos de injeção de plástico, fundição com a utilização de moldes metálicos, em forjamento e
em estampagem. Uma matriz, além da cavidade que dá forma à peça processada, contem
também vários outros componentes que garantem o alinhamento, aquecimento, resfriamento e
ejeção do produto.
A forma geométrica dos produtos finais tem uma forte influência na atração do consumidor.
Portanto, formas geométricas complexas têm sido usadas cada vez mais com esse objetivo. Para
atender a essa demanda, o processo de fresamento de matrizes e moldes (integrados com sistemas
CAD/CAM) é uma tecnologia muito utilizada para esse fim.
Conforme Altan et al. (2001) e Coldwell et al. (2003) os maiores desafios das indústrias de
fabricação de moldes são: redução de custos e, consequentemente, do preço final, redução dos
Figura 2.1 - Fresamento discordante e concordante
25
tempos de fabricação, falta de mão de obra qualificada para projeto e produção, concorrência
internacional e interna.
Um dos métodos de fabricação de matrizes e moldes, nas fases de semi-acabamento e
acabamento, é a usinagem por eletroerosão, tanto a fio como de penetração, principalmente
quando se usina aços-ferramentas de elevada dureza. O processo de usinagem por eletroerosão
gera superfície com bom acabamento e também excelente precisão dimensional. Apresenta, por
outro lado, baixa produtividade, mas em contrapartida, não é necessário a presença do operador
na máquina durante todo o tempo da usinagem. A produtividade do processo está mais
relacionada com a condutividade elétrica do material do que com a dureza do material usinado
(Dewes et al., 1997).
Entretanto, o processo de eletroerosão já não é mais o único na fabricação de matrizes e
moldes. Atualmente, com a evolução das máquinas para usinagem e das ferramentas de corte, o
processo de fresamento passou a ter condições de usinar materiais com elevada dureza.
Comparando-se o processo de eletroerosão com o processo de fresamento, nota-se que o
fresamento apresenta maior produtividade, ou seja, o volume de material removido por minuto no
fresamento é maior. Outra desvantagem do processo por eletroerosão é que, no processo por
penetração (o mais usual nas operações de semi-acabamento e acabamento de matrizes e moldes)
deve-se produzir o eletrodo para a fabricação da superfície, gerando um aumento no tempo de
produção e também nos custos. No processo por eletroerosão também deve-se usar um fluido
dielétrico, que além de causar problemas ambientais no momento do seu descarte, pode
incendiar-se (Kacelj et al., 2004) (Dewes et al., 1997). Outra desvantagem do processo de
usinagem por eletroerosão, em relação ao fresamento, é a formação da camada refundida branca
na peça, que além de apresentar alta dureza, pode apresentar várias imperfeições como trincas,
microtrincas e alta tensão residual. Essas características apresentadas em peças fabricadas pelo
processo de eletroerosão são indesejadas e podem ocasionar a falha prematura do componente
usinado (Oliveira, 2006).
A figura 2.2 mostra um esquema do processo de fresamento em acabamento com fresas de
topo esférica, que são as ferramentas mais utilizadas no fresamento de acabamento de matrizes e
moldes, já que, na grande maioria das vezes, as superfícies das peças são complexas, impossíveis
de serem usinadas com fresas de topo reto. Pode-se observar na figura o sistema de coordenadas
X, Y e Z e as variáveis envolvidas no processo.
26
No processo de fresamento com ferramentas com ponta esférica, o ângulo entre o eixo da
fresa e uma perpendicular à superfície da peça usinada pode sofrer variações. Estas variações de
inclinações podem ocorrer em dois sentidos: perpendicular à direção de avanço e paralelo à
direção de avanço. O ângulo formado entre o eixo da ferramenta e uma reta perpendicular à peça
na direção de avanço é denominado lead angle e o ângulo formado entre o eixo da ferramenta e
uma reta perpendicular à peça na direção perpendicular ao avanço é denominado tilt angle,
conforme mostra a figura 2.3.
Dentre as técnicas de fresamento em acabamento de matrizes e moldes, podem-se destacar
os métodos de fresamento em contorno e fresamento em cópia, conforme mostra a figura 2.4. No
fresamento de contorno, a fresa percorre a geometria da cavidade em níveis, ou seja, após o
Figura 2.2 - Processo de fresamento em acabamento
Figura 2.3 - Lead angle e tilt angle (Ozturk et al., 2009)
27
mergulho da ferramenta no eixo Z, a ferramenta descreve a geometria da cavidade utilizando os
eixos X e Y. Esta técnica permite transições suaves e contato constante das arestas da ferramenta.
A usinagem em fresamento de contorno permite que a velocidade de corte seja controlada com
mais facilidade, visto que a variação do diâmetro efetivo da ferramenta se dá de passada para
passada e não em uma mesma passada, como ocorre no caso do fresamento em cópia.
Para o método de fresamento em cópia, o contato da ferramenta com a peça sofre variações
ao longo da passada da ferramenta sobre a peça, provocando variações na carga e direção de
trabalho e, consequentemente, redução da vida da ferramenta de corte (Sandvik, 2002).
O fresamento em cópia pode ser ascendente ou descendente de acordo com a direção de
avanço da ferramenta. Toh (2004) realizou em seu trabalho testes com estratégias de usinagem
ascendente e descendente, com o objetivo de verificar qual estratégia apresentava melhor
resultado com relação à qualidade superficial. Esses testes foram realizados em um centro de
usinagem vertical com alta velocidade de corte. Para retirar o cavaco da região de corte, foi
utilizado um jato de ar de alta pressão dirigido diretamente na região de corte. Para a realização
dos ensaios, os corpos de prova foram preparados com aço AISI H13, que é um aço-ferramenta
para trabalho a quente, com dureza de 52 HRc. As ferramentas utilizadas para esse experimento
foram fresas com ponta esférica de metal duro com grão ultrafino com uma camada de cobertura
(Al,Ti)N. O diâmetro das ferramentas utilizado nos experimentos foi 10 mm e o balanço da
ferramenta foi de 60 mm. Todas as ferramentas tinham 6 arestas cortantes. Para realização desses
experimentos, os corpos de prova foram inclinados a 75° e utilizado diferentes estratégias de
usinagem, nas direções ascendente e descendente. A velocidade de corte utilizada foi 400 m/min
e avanço por dente de 0,1 mm. Esses testes comprovaram que a operação de fresamento em
Figura 2.4 - Fresamento em contorno e fresamento em cópia (Sandvik, 2002)
28
cópia descendente apresentou pior acabamento da peça. Outro ponto observado é que a
rugosidade da peça aumenta quando se emprega um caminho de ferramenta em contorno
descendente devido ao fluxo lateral do material. Portanto, esses experimentos comprovam que,
independentemente das condições da ferramenta de corte, a usinagem em cópia em simples
direção ascendente apresentou melhor textura da superfície quando comparado com as
orientações de contorno. Segundo o autor, o melhor resultado na condição em cópia ascendente
aconteceu devido à menor angulo de contato da ferramenta com a peça.
Segundo Toh (2006), a escolha correta do caminho da usinagem no processo de fresamento
com alta velocidade pode aumentar o volume de cavaco produzido, conseguindo tempo de
usinagem menor. Ele chegou a este resultado em ensaios de fresamento de um aço-ferramenta
para trabalho a quente AISI H13 com 52 HRc e ferramenta de corte de metal duro com grão
ultrafino, 6 arestas de corte e coberturas de (Al,Ti) N. A estratégia raster, ou seja, deslocamento
da ferramenta em linhas paralelas, foi a que apresentou maior vida da ferramenta e maior
profundidade de usinagem axial e a estratégia offset, que desenvolve uma trajetória com linhas
paralelas acompanhando o perfil da peça, foi a que apresentou menor vida da ferramenta. Este
resultado provavelmente aconteceu devido principalmente à excessiva vibração causada pelo
aumento da força de corte, devido ao repentino aumento do volume de cavaco causado pela
mudança da direção do caminho da ferramenta. O autor concluiu que quando se deseja maior
vida da ferramenta, alta taxa de remoção de material e tempo de usinagem mais curto, a estratégia
de usinagem raster apresentou resultados mais favoráveis.
Souza et al. (2014b) testaram cinco diferentes estratégias de acabamento em fresamento de
superfícies convexas circulares. Para os experimentos, os autores fabricaram cinco cavidades com
sobremetal de 0,2 mm para a operação de acabamento. Os principais objetivos deste trabalho
eram avaliar a qualidade da superfície após o processo de fresamento, qualidade da superfície
após o polimento manual, tempo real de usinagem e uma simples análise do custo de fabricação
de cada cavidade. Para todos os experimentos, os parâmetros de corte foram mantidos, com
exceção do caminho da ferramenta e o avanço lateral (ae). As ferramentas utilizadas foram fresas
de metal duro com ponta esférica com 6 mm de diâmetro com cobertura de Nitreto de
Titânio/Alumínio (TiAlN) e rotação de 18000 rpm. O centro de usinagem utilizado foi um Deckel
Maho DMU60 com alta velocidade de corte. Todos os corpos de provas foram usinados com
estratégias 3 eixos, sem a utilização de fluido de corte. O material utilizado como corpo de prova
29
foi um aço-ferramenta AISI P20 com, aproximadamente 30 HRc, fixado diretamente sobre a
mesa do centro de usinagem. Os autores comprovaram neste trabalho que a rugosidade não é
somente afetada pelos parâmetros de corte, tais como velocidade de corte e avanço por dente,
mas também é fortemente influenciado pela estratégia de usinagem e trajetória da ferramenta. Os
autores comprovaram que as estratégias 3D offset, que é uma estratégia que desenvolve linhas
paralelas acompanhando o perfil geométrico da peça, e espiral apresentaram melhores resultados.
A diferença entre estas duas estratégias ocorreu devido à orientação de início e fim de usinagem.
Na estratégia espiral a usinagem iniciou-se na parte superior da geometria e foi descendo até a
superfície do fundo e a estratégia 3D offset iniciou a usinagem na superfície do fundo e terminou
no topo da geometria. Entre essas duas estratégias ocorreram diferenças entre o diâmetro efetivo
de corte da ferramenta. A usinagem ascendente, ou seja, quando a trajetória inicia na superfície
do fundo e termina no topo da geometria, apresentou valores de rugosidade menores. Portanto, o
diâmetro de contato entre a ferramenta e a peça tem influência significativa na rugosidade. Outro
resultado apresentado pelos autores é que a escolha correta da trajetória de ferramenta pode
resultar uma economia de 88% no tempo de usinagem e 40% no custo de polimento do molde,
quando comparado com as estratégias que apresentaram piores resultados.
Tonshoff e Camacho (1989) verificaram a influência da variação do tilt angle e do lead
angle no desgaste de flanco. O material utilizado nos experimentos foi um aço X38CrMoV51. As
ferramentas utilizadas foram fresas de metal duro P25 com ponta esférica e 12 mm de diâmetro e
dois balanços de ferramentas diferentes, 95 mm e 50 mm. Os parâmetros de usinagem utilizados
foram: ap = 0,5 mm, ae = 0,219 mm, fz = 0,1 mm e rotação de 3000 rpm. Os lead angles
utilizados variaram de - 60° a 60°. Os autores relataram lascamentos na região da ponta da
ferramenta na usinagem com lead angle pequeno. Lascamentos ocorreram também na
extremidade posterior do flanco quando o lead angle era zero (eixo da ferramenta perpendicular à
direção de avanço) e para valores de lead angle maiores que 10°. Este fenômeno foi atribuído a
vibrações mais elevadas provocadas por uma grande carga radial. O risco de lascamento da
ferramenta diminuiu quando o balanço da ferramenta foi reduzido e também quando foram
escolhidas as condições de cortes favoráveis. Neste trabalho os autores mostraram também que o
corte descendente apresentou uma boa superfície fresada devido à força de corte ser maior na
direção do eixo da ferramenta. O corte ascendente pode causar vibrações e, consequentemente, a
quebra da ferramenta. Os autores mostraram também no trabalho a influência do tilt angle no erro
30
dimensional. Os ângulos que apresentaram vantagens foram entre -20° e 0°. Ficou comprovado
neste trabalho que com o aumento do tilt angle, as cargas laterais também aumentam e as cargas
axiais diminuem.
Ozturk et al. (2009) investigaram a influência do lead angle e tilt angle sobre a qualidade
do acabamento e também estabeleceram algumas condições para evitar o envolvimento da parte
central da ferramenta variando estes ângulos. Os autores mostraram que, com a mesma taxa de
remoção de material, a força de corte e a estabilidade do processo podem ser consideravelmente
diferentes quando existe a variação destes ângulos. De acordo com os autores, o centro da
ferramenta fica em contato com a peça somente quando o lead angle é negativo. Tem-se lead
angle negativo quando a ferramenta está inclinada no sentido contrário ao avanço (oposto ao que
está mostrado na figura 2.3). Em um corte em cópia de uma superfície circular convexa, como a
que foi utilizada neste trabalho, lead angle negativo ocorre quando se realiza corte descendente.
Assim os ângulos negativos devem ser evitados sempre que possível. Os ângulos negativos
somente devem ser utilizados quando a acessibilidade da ferramenta sobre a superfície a ser
usinada requer inclinação negativa. Os autores afirmaram também que o lead angle e o tilt angle
devem ser zero para minimizar os erros de forma das peças, já que as componentes de força
radial e tangencial são minimizadas nestas condições de inclinação, o que minimiza a flexão da
ferramenta. As inclinações do lead angle e tilt angle alteram a dinâmica do fresamento em 5
eixos com ferramentas de ponta esférica e a combinação de inclinação destes ângulos pode
aumentar o limite de estabilidade do processo em até quatro vezes.
Souza et al. (2014c) analisaram as influências do caminho da ferramenta na força de
usinagem, em fabricação de superfícies complexas com fresas de ponta esférica. A ferramenta
utilizada foi uma fresa de metal duro com ponta esférica de 16 mm de diâmetro e duas arestas de
corte. O material do corpo de prova foi um aço AISI P20 com, aproximadamente, 30 HRc de
dureza. As velocidades de corte utilizadas foram: 220 m/min, 330 m/min e 440 m/min, avanço
por dente da fresa 0,1 mm, profundidade de usinagem 0,8 mm e penetração de trabalho de 0,3
mm. As usinagens ocorreram nas condições ascendentes e descendentes em um corpo de prova
de forma circular convexa com raio de 27 mm. Os autores observaram que as componentes
cartesianas da força de usinagem foram muitos similares em todas as velocidades de cortes
ensaiadas, somente com diferentes magnitudes e quanto maior a velocidade de corte, menor a
força de usinagem. Os resultados mostram também que a ponta da ferramenta está engajada no
31
corte na trajetória descendente quando o ângulo entre uma reta perpendicular à tangente à curva
da superfície da peça no ponto de contato com a ferramenta e uma reta horizontal está entre 67° e
90° (lead angle entre 0° e 23°). Isso pôde ser notado nos gráficos devido ao aumento da força
nesta região. No corte ascendente a ponta da ferramenta atua no corte somente quando este
ângulo é 90°. Fora da região entre 90° e 67°, a força decresce gradativamente em função do
aumento do diâmetro efetivo de corte. No corte descendente, quando a ponta da ferramenta está
em contato com o corte, a velocidade de corte é zero e, consequentemente, o material da peça
sofre deformação plástica. Os autores concluíram neste trabalho que ao longo da trajetória da
ferramenta, o contato da ferramenta com a peça altera a todo o momento. Esta alteração do
contato implica em alteração no sentido da força, causando a flexão da ferramenta e,
consequentemente, o desvio geométrico da superfície usinada. Concluiu-se também que a
usinagem ascendente apresentou a melhor opção para fresamento devido à força de corte ser,
aproximadamente, 50% menor, quando comparado com a usinagem descendente.
2.3 Materiais para matrizes e moldes
Uma classificação exata de aço-ferramenta é praticamente impossível, visto que qualquer
material utilizado para a fabricação de uma ferramenta pode ser classificado como tal. Da mesma
maneira, os aços considerados aços-ferramenta pelos seus produtores, são comercializados para
aplicações diversas, que não somente a de fabricar ferramentas. A classificação dos aços feita por
meio de composição química, como no caso da classificação SAE/ABNT, pode não ser viável,
visto que os aços mais ligados podem sofrer mudanças na composição sem que as características
de emprego se alterem (Silva & Mei, 1988).
Vários tipos de aços podem ser utilizados para fabricação de matrizes e moldes. Dentre eles
os mais comuns são: AISI H11, AISI H12, AISI H13, AISI D2, AISI D3, AISI D6 entre outros.
A tabela 2.2 mostra uma classificação de aços mais comuns considerados aços para ferramentas.
32
Tabela 2-2 - Classificação dos aços para ferramentas (Silva e Mei, 1988)
O aço para ferramenta AISI D6, utilizado como corpo de prova neste trabalho, é um aço
para trabalho a frio com elevada dureza após tratamento térmico e boa estabilidade geométrica
durante o tratamento térmico. Devido a estas características, é indicado para operações de
conformação e corte a frio e, portanto, muito utilizado para produção de matrizes e moldes
(Chiaverini, 1982).
O aço AISI D6 apresenta a seguinte composição média: C = 2,1%, Cr = 11,5%, W = 0,7% e
V = 0,2% (Sousa et al., 2008).
O aço AISI D6 apresenta temperabilidade elevada e excelente resistência a abrasão,
podendo atingir dureza após a têmpera e revenimento entre 58 a 62 HRc. A usinabilidade do aço
W – Aços temperáveis em água
S – Aços resistentes ao choque
AÇOS PARA FINS ESPECIAIS
L – Tipo baixa liga
F – Tipo carbono tungstênio
P – Aços para moldes
AÇOS PARA TRABALHOS A FRIO
O – Aços temperáveis em óleo
A – Aço média liga, temperáveis ao ar
D – Aço alto carbono, alto cromo
AÇOS PARA TRABALHO A
QUENTE
H1 – H19 – Ao cromo
H20 – H39 – Ao tungstênio
H40 – H59 – Ao molibdênio
AÇOS RÁPIDOS
T – Ao tungstênio
M – Ao molibdênio
33
AISI D6 é baixa principalmente no estado temperado (Chiaverini, 1982). Os principais elementos
de liga do aço D6 são:
Carbono (C): é o elemento principal para a formação de carbonetos complexos e é
responsável pela dureza e resistência ao desgaste (Chiaverini, 1982). Segundo Ferraresi
(1977), quanto maior o teor de carbono, maior a quantidade de austenita retida na
têmpera, exigindo temperaturas mais elevadas e tempos mais longos de revenimento.
Cromo (Cr): este elemento de liga, juntamente com o carbono, é o principal responsável
pela alta temperabilidade, tornando possível o seu endurecimento completo (Ferraresi,
1977).
Tungstênio (W): a principal característica deste elemento é conferir dureza a quente, ou
seja, o aço com este elemento de liga adquire estabilidade em alta temperatura
(aproximadamente 600° C).
Vanádio (V): principal formador de carbonetos estáveis e melhora a temperabilidade dos
aços e dureza a quente. Também tem como finalidade evitar o crescimento do grão,
refinando-o (Chiaverini, 1982).
2.4 Ferramentas de corte
2.4.1 Fresas para fabricação de matrizes e moldes
Fresas são ferramentas multicortantes com arestas cortantes dispostas simetricamente ou
assimetricamente em torno de um eixo. As fresas podem apresentar diversos formatos, fazendo
com que a operação de fresamento tenha notória versatilidade em termos geométricos (Diniz et
al., 2014).
A operação de fresamento tem se tornado um método de usinagem cada vez mais universal,
com os mais diferentes tipos de máquinas, controles e ferramentas de corte. As máquinas que
mais utilizam as operações de fresamento são os centros de usinagem comandados
numericamente, com 3 a 5 eixos de programação. Devido à complexidade geométrica de algumas
superfícies são necessários diferentes tipos de ferramentas (Sandvik Coromant, 1994). A figura
2.5 mostra os tipos de fresas mais utilizados em operações de fresamento de matrizes e moldes.
34
Na usinagem de matrizes e moldes, frequentemente superfícies de perfis complexos têm
que ser produzidas. Assim, a maioria das ferramentas que produzem o semi-acabamento e o
acabamento destas superfícies tem aresta circular. Portanto, quando o corte é realizado com 3
eixos de programação (a inclinação da ferramenta em relação à mesa da máquina não muda ao
longo de sua trajetória), a porção da aresta que realiza o corte varia à medida que a ferramenta
percorre a superfície a ser cortada, fazendo com que o diâmetro efetivo de corte varie e, com isso,
a velocidade de corte também varie, já que a rotação da ferramenta usualmente permanece
constante ao longo da trajetória.
2.4.2 Materiais para fresas
As principais propriedades necessárias a um material de ferramenta de usinagem são:
dureza a quente, resistência ao desgaste, tenacidade e estabilidade química (Diniz et al., 2014).
Algumas dessas características são opostas, como por exemplo, a tenacidade e a dureza e
resistência ao desgaste. Quando se faz algo para aumentar a tenacidade de uma ferramenta, em
geral, perde-se em termos de dureza a quente e resistência ao desgaste e vice-versa. Portanto, é
importante avaliar as características do processo para se escolher um material de ferramenta, a
fim de que ela tenha uma vida economicamente viável.
Para as operações de fresamento, um material para ferramenta amplamente utilizado é o
metal duro, que é um produto da metalurgia do pó. Ferramentas de metal duro têm alto grau de
resistência ao desgaste e dureza a quente quando comparada as de aço rápido, mas quando
comparada ao nitreto de boro cúbico (CBN) e à cerâmica, é menos resistente (Fallboëhmer et al.,
2000; Aslan, 2005). O metal duro é um material para ferramenta bastante atrativo, já que algumas
Figura 2.5 - Fresas para fabricação de matrizes e moldes (Sandvik Coromant, 2006) Adaptado
35
classes de metal duro possuem elevada tenacidade, e outras, elevada resistência ao desgaste e
dureza a quente. Atualmente são produzidos metal duro com microgrãos (tamanho de grão menor
que 1 m), o que faz o material adquirir maior dureza como também maior tenacidade. As
ferramentas de metal duro com microgrãos também têm menor condutividade térmica, ou seja,
absorve menos o calor gerado no processo (Diniz et al., 2014).
2.4.3 Coberturas para ferramentas de corte
A fim de aumentar a dureza e as condições das superfícies de saída e de folga da
ferramenta, as ferramentas de metal duro são usualmente revestidas com TiN, TiAlN, TiCN por
deposição física a vapor (PVD) ou deposição química a vapor (CVD). As ferramentas de corte
utilizadas em máquinas de alta velocidade de corte (HSM) são nitreto de boro cúbico (CBN) e
Si3N4, para usinagens de ferro fundido e ferramentas de metal duro revestido de TiN e TiCN para
aços até 42 HRc. Metal duro com microgrãos e cobertura de TiAlN é frequentemente utilizada
para usinagens de aço liga com dureza maior que 42 HRc. As ferramentas de CBN com arestas
preparadas podem ser utilizadas em aplicações especiais, como usinagens de materiais com
dureza entre 60 a 65 HRc (Aslan, 2005).
2.4.4 Vida da ferramenta em fresamento de matrizes e moldes
Segundo Diniz et al. (2014), a vida da ferramenta é o tempo que a mesma trabalha
efetivamente no material, até que não tenha mais capacidade de corte. Quando a ferramenta
atinge essa condição, a mesma deve ser afiada ou substituída. As ferramentas devem ser
substituídas quando atingem desgaste em proporções elevadas, quando não permitem mais a
obtenção de tolerâncias apertadas, quando causam aumento das forças de usinagem de tal
maneira a gerar vibrações excessivas no processo e quando, devido ao valor do desgaste, receia-
se a quebra da aresta.
Aslan (2005) realizou experimentos de vida da ferramenta na usinagem do aço X210Cr12,
que é um aço ferramenta para trabalho a frio, em operações de fresamento de topo com
ferramentas de metal duro com cobertura, cermet com cobertura, cerâmica (Al2O3) e CBN. O
36
material da peça estava temperado com dureza de 62 HRc. Foi medido o desgaste de flanco após
a remoção de um volume de cavaco de 1200 mm3. Embora as ferramentas de metal duro com
cobertura e o cermet com cobertura tenham sido testadas com velocidade de corte de 50 m/min e
as ferramentas de cerâmica e CBN com velocidades de corte de 200 m/min, as primeiras ficaram
completamente desgastadas e apresentaram vida muito mais curta em comparação às ferramentas
de CBN e cerâmica a base de Al2O3. O desgaste de flanco das ferramentas de metal duro com
cobertura de TiCN e TiAlN foi de 0,72 mm e somente com cobertura de TiCN apresentou
desgaste de 0,79 mm. A ferramenta de cermet com cobertura de TiAlN apresentou desgaste de
0,55 mm. Por outro lado as ferramentas de cerâmica e CBN apresentaram desgaste de flanco de
0,08 mm e 0,02 mm respectivamente.
Oliveira (2007) comparou a vida da ferramenta com relação ao tempo de usinagem e área
usinada, usando dois tipos de materiais para ferramentas para fresar: o metal duro P25 e cermet
(P10), ambos com e sem cobertura multicamada de TiN/TiCN. Os parâmetros de usinagem
foram: vc = 300 m/min, fz = 0,20 mm, ae = 0,5 mm, ap = 0,25 mm e a inclinação da superfície
usinada em relação ao eixo da ferramenta de 45°. As fresas utilizadas nos experimentos eram
com ponta esférica. O material usinado foi um aço ABNT D2 com 61 HRc de dureza. A
ferramenta que obteve melhor resultado foi o metal duro com cobertura multicamada de
TiC/TiCN, seguido do cermet sem cobertura. Quando comparado o mesmo tipo de ferramenta,
com cobertura e sem cobertura, foi observado que a vida da ferramenta de metal duro com
cobertura foi 3,8 vezes maior quando comparado com a vida do mesmo material de ferramenta
sem cobertura. Esse resultado mostra que as ferramentas com cobertura resistem melhor aos
desgastes por abrasão, devido à maior dureza da cobertura e por difusão, devido ao menor
coeficiente de atrito oferecido pela cobertura. Quando comparadas as duas ferramentas de cermet,
ficou comprovado que os resultados se invertem. A vida de ferramenta de cermet sem cobertura
foi 1,7 vezes maior quando comparado com o cermet com cobertura de TiN/TiCN. Uma hipótese
para explicação desse resultado é a fragilização do substrato do cermet causada pelo processo de
deposição, mesmo quando o processo ocorre a 480°C (processo PVD). Quando comparadas as
ferramentas de metal duro com cobertura e o cermet sem cobertura, que são as ferramentas que
produziram melhores resultados na fabricação de matrizes e moldes, as ferramentas de metal duro
tem uma vida 2,1 vezes maior do que o cermet sem cobertura. Segundo o autor, isso deve ter
ocorrido devido à composição química, tamanho de grão e microgeometria da aresta de corte.
37
Fallboëhmer et al. (2000) testaram três diferentes tipos de materiais da peça e dois materiais
diferentes de ferramentas de fresamento. Os aços para ferramentas testados foram o AISI H13,
AISI P20 e AISI D2. As ferramentas utilizadas foram metal duro com cobertura de TiN e PCBN.
A ferramenta utilizada foi uma fresa de ponta esférica de 25,4 mm de diâmetro. As velocidades
de corte testadas foram 60 m/min, 90 m/min, 150 m/min, 210 m/min e 550 m/min para as
ferramentas de PCBN e para a ferramenta de metal duro recoberto a velocidade de corte testada
foi 60 m/min. Os parâmetros de corte foram ap = 0,25 mm, ae = 0,75 mm e fz = 0,7 mm com
critério de fim de vida da ferramenta de VBmáx = 0,15 mm. A usinagem feita no aço para
ferramenta D2 obteve menor vida das ferramentas, quando comparados com a usinagem dos aços
para ferramenta H13 e P20. A maior área usinada por vida da ferramenta foi de 90 cm2 , com
velocidade de corte de 150 m/min. Com velocidade de corte de 60 m/min, a vida da ferramenta
foi duas vezes maior com PCBN quando comparado com metal duro com cobertura de TiN.
Quando a velocidade de corte foi aumentada para 150 m/min, a vida da ferramenta de PCBN
aumentou 65%, mas com velocidade de corte de 550 m/min a vida da ferramenta foi a menor
quando comparado com todos os ensaios. A figura 2.6 mostra os resultados dos experimentos
feito por Fallboëhmer, et al (2000).
Oliveira (2007) comprovou que em operações de fresamento em acabamento do aço ABNT
H13 com 50 HRc de dureza, utilizando ferramenta de metal duro da classe P20A (ISO H20) com
cobertura de TiAlN depositada pelo processo PVD, com ae = 0,25 mm, fz = 0,15 mm e vc = 250
m/min, para a ferramenta atingir um desgaste de flanco VBB = 0,1 mm foram necessários 400
minutos de usinagem. Como a velocidade de corte é o parâmetro que tem a maior influência no
0
20
40
60
80
100
TIN PCBN2
Vc = 60 m/min
Vc = 90 m/min
Vc =150 m/min
Vc = 210 m/min
Vc = 550 m/min
Áre
a U
sin
ada
Material da ferramenta
Figura 2.6 - Desempenho em diferentes ferramentas de corte em HSM do aço AISI D2 (adaptado de Fallboëhmer et al.,
2000)
38
desgaste da ferramenta, o autor fez experimentos aumentando a velocidade de corte para 520
m/min. Com essa velocidade de corte, utilizando critério de fim de vida VBB = 0,20 mm, a
ferramenta suportou 480 minutos de usinagem. Esses resultados demonstram que vidas muito
longas da ferramenta podem ser obtidas em operações de matrizes e moldes fabricados com este
tipo de aço. Oliveira (2007) testou também em seu trabalho o comportamento da ferramenta de
metal duro da classe P10A (ISO H10) com cobertura de TiAlN, e comprovou que este tipo de
ferramenta tem um comportamento excelente para a usinagem em acabamento de matrizes e
moldes de aço ABNT H13 no estado endurecido (50HRc).
Bauco (2003) estudou o processo de usinagem de matriz (aço AISI H13) alterando os
parâmetros de corte e a ferramenta. Nos ensaios realizados, foi utilizada uma fresa de pastilhas
redondas com diâmetro D = 32 mm com 3 arestas. Nos primeiros ensaios a pastilha utilizada foi
RCKT 12 GC 4040 (ISO P40) com velocidade de corte de 140 m/min e velocidade de avanço de
513 mm/min. O tempo de usinagem do corpo de prova para essa condição foi de 20 horas. A
ferramenta e os parâmetros de usinagem foram alterados conforme descrito a seguir: velocidade
de corte foi aumentada para 190 m/min, as pastilhas de metal duro da classe P40 foram
substituídas por pastilhas da classe ISO P30, que é uma classe que resiste melhor ao calor, e a
velocidade de avanço foi alterada para 696 mm/min. Com a mudança dos parâmetros e das
pastilhas, a usinagem que era feita em 20 horas passou a ser feita em 15 horas, ou seja, uma
redução de 25% no tempo de usinagem, sem comprometer a qualidade final da matriz.
Diniz et al. (2004) analisaram o desempenho de insertos redondos de metal duro e cermet
em operações de fresamento em semi-acabamento de aço SAE H13 com dureza de 50 HRc.
Neste trabalho foi avaliada a influência do penetração de trabalho (ae), velocidade de corte (vc) e
avanço por aresta de corte da ferramenta (fz) em relação à vida do inserto. Neste trabalho foi
testado também a possibilidade de utilização de mínima quantidade de lubrificante (MQL) como
alternativa à usinagem a seco. Os materiais para ferramentas utilizados foram o cermet sem
cobertura classe H10 e duas classes de metal duro ISO P40, com tamanho de grão de 5µm e H15
com tamanho de grão menor que 1µm. As coberturas para ferramentas de metal duro foram para
o inserto ISO P40 - TiN + TiCN + Al2O3 e para o inserto ISO H15 cobertura de TiCN. As
ferramentas de cermet apresentaram vida mais longa entre todas as ferramentas testadas. O
desgaste de flanco apresentado por esse material para ferramentas foi mais regular, enquanto as
ferramentas de metal duro apresentaram microlascamentos e desgaste de flanco na aresta de
39
corte. Entre os parâmetros de corte experimentados, a velocidade de corte foi o parâmetro que
mais influenciou na vida da ferramenta, seguido pelo penetração de trabalho, e por último pelo
avanço por dente. Os valores de rugosidade média ficaram próximos a 0,8 µm (Ra) o que pode ser
considerado um valor de rugosidade aceitável para operações de semi-acabamento. Como última
conclusão deste trabalho, a técnica de mínima quantidade de lubrificante (MQL) não apresentou
melhores resultados quando comparados com o corte a seco, tanto em vida da ferramenta como
em rugosidade da peça.
2.4.5 Mecanismos e tipos de desgaste da ferramenta
A seleção correta da ferramenta, seu material bem como sua geometria, é fundamental para
alcançar o máximo de produtividade durante as operações de usinagem. Em operações de
usinagem, as condições não são padronizadas, especialmente no que se refere aos dados de corte
e estabilidade geral. Caso alguns desses fatores não estejam adequadamente escolhidos, a vida
ideal da ferramenta não será alcançada. Vibrações e falta de rigidez no porta-ferramenta e no
dispositivo de fixação da peça contribuem para o desgaste prematuro da ferramenta de corte
(Sandvik Coromant, 1994).
Segundo Alauddin et al. (1995), a ferramenta pode chegar ao fim de sua vida por vários
motivos: desgaste da ferramenta, lascamento da ferramenta, surgimento de trincas na aresta de
corte, deformação plástica da aresta e por falha catastrófica. Os fatores que normalmente
influenciam na vida da ferramenta são: velocidade de corte (vc), avanço (f), profundidade de
usinagem (ap), penetração de trabalho (ae), fluido de corte, rigidez do sistema, material da peça,
material da ferramenta e geometria da ferramenta.
A interação entre ferramenta, peça e o cavaco normalmente provoca o desgaste da
ferramenta, bem como outros danos, tais como lascas e fissuras térmicas e mecânicas. Os
mecanismos causadores de desgastes da ferramenta são a formação de aresta postiça de corte,
abrasão mecânica, difusão, atrito, a variação da carga térmica e mecânica e os choques entre a
ferramenta e a peça de trabalho (Sandvik, 1994).
Segundo Trent e Wright (2000), a abrasão é incentivada quando o material da peça a ser usinada
contém partículas duras. Diniz et al. (2014) relatam que embora a abrasão possa incentivar o
desgaste de flanco e o desgaste de cratera, este mecanismo tem maior influencia no desgaste de
40
flanco devido a superfície de folga da ferramenta estar em contato com um elemento rígido que é
a peça, enquanto a superfície de saída da ferramenta (onde ocorre o desgaste de cratera) ocorre o
deslizamento e adesão do cavaco, que é um elemento flexível. A capacidade da ferramenta
resistir ao desgaste de abrasão está relacionada com a sua dureza. O desgaste da ferramenta
provocado pelo mecanismo de abrasão geralmente apresenta sulcos abrasivos paralelos à direção
do fluxo do material (Sandvik, 1994).
O mecanismo de desgaste por attrition ocorre geralmente em baixas velocidades de corte,
quando o fluxo de cavaco é irregular na superfície de saída da ferramenta. O mecanismo de
attrition pode ser descrito como uma aderência cíclica, onde partículas da ferramenta são
removidas pela continuidade do movimento de escorregamento entre as duas superfícies
(cavaco/ferramenta ou ferramenta/peça). Como estas partículas são bastante duras, ao se atritarem
com outras regiões da ferramenta, incentivam o desgaste da ferramenta por abrasão. Para que
ocorra o mecanismo de desgaste por attrition, o fluxo do cavaco deve ser irregular. O fluxo
irregular de cavaco é incentivado pelo corte intermitente, profundidade de usinagem irregular e
vibração. As áreas desgastadas pelo mecanismo de attrition tem aparência áspera (Trent e
Wright, 2000; Machado et al., 2011; Hashemipour, 1988).
Segundo Machado et al. (2011), o mecanismo de desgaste da ferramenta por difusão
envolve a transferência de átomos de um metal para outro. Este mecanismo é dependente da
temperatura, da duração do contato e da afinidade físico-química dos metais envolvidos (Diniz et
al., 2014).
Este mecanismo de desgaste é o principal responsável pela craterização da ferramenta em
altas velocidades de corte, devido a superfície de saída oferecer condições necessárias para a
ocorrência da difusão, ou seja, alta temperatura devido à zona de cisalhamento secundário
(também chamado de zona de fluxo) e aderência que aumenta o tempo de contato da ferramenta
com o cavaco. No entanto, este mecanismo também pode incentivar o desgaste de flanco caso
ocorra adesão nesta superfície. O aumento da velocidade de corte causa um acréscimo do
desgaste por difusão. Como a difusão acontece em nível atômico, as ferramentas desgastadas por
difusão apresentam aparências lisas (Trent e Wright, 2000; Machado et al., 2011; Diniz et al.,
2014).
Variações bruscas de temperatura (choque térmico) geram tensões térmicas. Para um
material de baixa tenacidade, tais como a cerâmica, um ciclo de tensões térmicas podem resultar
41
na fratura. Para materiais dúcteis, um elevado número de ciclos térmicos é tolerado antes da falha
(Sandvik, 1994).
A ferramenta usada em operações de fresamento sofre choques térmicos a cada revolução.
O rápido aquecimento e arrefecimento da ferramenta, uma vez que entra e sai da peça de trabalho
em cada rotação pode provocar grandes diferenças de temperatura entre a aresta de corte e a
maior parte do inserto, causando trincas perpendiculares à aresta de corte. O aumento destas
fissuras pode resultar no lascamento e a quebra da aresta de corte (Johnson, 1996). Trent e
Wright (2000) afirmam que a outra causa do aparecimento destas fissuras é o processo alternativo
de expansão e contração das camadas ferramenta, quando estas são aquecidas e resfriadas a cada
revolução. O uso de fluidos de corte à base de água em operações de fresamento geralmente
aumenta variação de temperatura e, consequentemente, ocorre um aumento das trincas térmicas.
Esta é a razão para a maior vida da ferramenta em operações de fresamento sem a utilização de
fluido de corte.
Os choques mecânicos também são frequentes em operações de fresamento devido à
característica do processo, e isso pode também gerar trincas, lascamentos e, consequentemente, a
quebra da aresta de corte. Devido este fator, é necessário escolher uma ferramenta de corte com
dureza suficiente e também posicionar a ferramenta adequadamente em relação à peça, a fim de
tornar os choques menos prejudiciais para a ferramenta (Diniz et al., 2014).
Em operação de fresamento de material endurecido, quando os choques mecânicos são
mais intensos, uma ferramenta duplo negativa é mais recomendada, no entanto também pode ser
utilizada uma geometria positiva-negativa, a fim de aumentar a resistência ao choque da
ferramenta (Sandvik, 1994).
O lascamento da ferramenta pode ocorrer também quando a ferramenta sai do corte em
cada revolução. Pekelharing (1984) investigou o comportamento no plano primário de
cisalhamento e observou que ele gira e torna-se negativo quando a aresta de corte deixa o corte.
Pekelharing (1984) chamou este processo de “foot forming”. O cisalhamento negativo resultante
da rotação do plano de corte primário causa a variação da velocidade do cavaco. Este é um
processo com rápida alteração: em um momento, ocorre tensão de tração, e logo a seguir, tensão
de compressão; isso causa lascamento e quebra da ferramenta se ela não tiver tenacidade
suficiente. O ângulo formado entre a aresta de corte e a peça quando a aresta deixa o corte é
importante para minimizar o lascamento. Ângulo de saída negativo (figura 2.7 A) e positivo
42
(figura 2.7 C) são favoráveis, enquanto a posição da ferramenta alinhada com o centro, (figura
2.7 B – ângulo de saída =0°) gera na aresta de corte da ferramenta de fresamento uma tensão
desfavorável, devido ao fato que na saída da aresta de corte a espessura de corte é a máxima.
Wojciechowski e Twardowski, (2012) compararam em operação de fresamento com fresa
de ponta esférica a vida da ferramenta de pastilhas de metal duro com cobertura de TiAlN com
fresas de nitreto de boro cúbico (CBN). Os experimentos foram realizados em aço temperado
com dureza de, aproximadamente, 60 HRc, mantendo constante o ângulo de inclinação da
superfície e avanço por dente da fresa. Além do material da ferramenta, somente a velocidade de
corte foi variada. A pesquisa revelou que o mecanismo de desgaste predominante para a
ferramenta de CBN, independente da velocidade de corte, foi o desgaste abrasivo. A ferramenta
de metal duro apresentou falha catastrófica da ponta, com velocidade de corte de 500 m/min.
Segundo os autores, as ferramentas de metal duro com cobertura de TiAlN podem apresentar
maior vida quando comparado com ferramentas de CBN. Em seus experimentos, Wojciechowski
e Twardowski (2012) mostraram que na usinagem de material X155CrVMo12-1 em velocidades
de corte entre 100 m/min a 300 m/min, as ferramentas de metal duro com cobertura de TiAlN
apresentaram vida significativamente maior quando comparada com as das ferramentas de CBN.
Segundo os autores, nestas condições o uso de ferramenta de CBN deve ser evitado devido ao
fato de o material a ser trabalhado permanecer duro e frágil em baixas velocidades de corte (estas
velocidades são consideradas baixas para o uso do CBN), o que, por sua vez, pode causar intenso
desgaste abrasivo e também o lascamento da ferramenta de CBN. Foi verificado também nesse
trabalho que nessa faixa de velocidades de corte, independentemente do material da ferramenta
utilizado, o mecanismo de desgaste predominante foi o abrasivo.
Figura 2.7 - Posição relativa entre a aresta de corte e a peça na saída do corte
43
Liu et al. (2002) testaram em seu trabalho o desgaste das ferramentas no processo de
usinagem em alta velocidade de corte em fresamento. Os materiais de ferramentas utilizados
foram nitreto de boro cúbico (CBN), metal duro com cobertura, cerâmica e metal duro com
microgrãos. Os materiais de peças utilizados foram: ferro fundido e aço carbono AISI 1045
temperado. Os resultados mostram que os tipos de desgaste das ferramentas apresentaram
comportamentos diferentes. Os principais mecanismos de desgastes mecânicos foram atrito,
aderência (ou attrition) e difusão. Na usinagem em aço AISI 1045 temperado com ferramenta de
metal duro com microgrãos ocorreu o desgaste de cratera. O desgaste de cratera, em velocidades
de corte convencionais, ocorre a uma pequena distância da aresta de corte, mas em altas
velocidades de corte este tipo de desgaste ocorre adjacente à aresta de corte, devido a área de
contato do cavaco com a superfície de saída da ferramenta ser pequena, o que faz com que a força
de corte fique concentrada na adjacência da aresta de corte, incentivando assim o desgaste nesta
região. A dureza do material da ferramenta diminui devido à alta temperatura em função da alta
velocidade de corte, o que incentiva o desgaste difusivo na superfície de saída da ferramenta.
Portanto, quando se utilizou ferramenta de metal duro com microgrãos em alta temperatura de
corte, os mecanismos de desgastes predominantes são: abrasão, difusão, aderência (ou attrition) e
deformação plástica. A ferramenta de cerâmica apresentou melhores resultados, quando
comparada com a ferramenta de metal duro com microgrãos, devido à alta resistência à
temperatura e ao desgaste, características fundamentais na usinagem em alta velocidade. Para as
usinagens em ferro fundido com ferramenta de cerâmica pura (Al2O3), os autores observaram
dois tipos de lascamentos das ferramentas: a) lascamentos ao longo da aresta principal de corte,
tendo como principal causa a fadiga mecânica da aresta de corte; b) lascamentos na forma de
concha na superfície de saída da ferramenta, que pode levar a uma cavidade na superfície de
saída.
Koshy et al. (2002) identificaram em seu trabalho as condições de usinagem adequadas e
também os mecanismos de desgaste em operações de fresamento em alta velocidade de corte em
aço AISI D2 com 58 HRc e AISI H13 com 52 HRc. As ferramentas utilizadas foram fresas com
ponta esférica de 12 mm e 16 mm de diâmetro e fresa de facear com 32 mm de diâmetro. Os
materiais para ferramentas utilizados foram inteiriças de metal duro, insertos de metal duro,
cermet e PCBN. A profundidade de usinagem (ap) foi 1 mm e o penetração de trabalho (ae) foi de
0,5 mm. Os autores concluíram que as usinagens com ferramentas inteiriças de metal duro e
44
insertos de metal duro apresentaram pouca diferença em termos de vida da ferramenta. Uma
análise dos padrões de desgaste de flanco indicou que microlascamentos, aderência e a abrasão
foram os mecanismos responsáveis pelo desgaste da ferramenta. A ferramenta de PCBN
apresentou fratura da aresta de corte. Os valores de vida da ferramenta na usinagem do aço AISI
D2 apresentaram menores valores quando comparado ao aço AISI H13, provavelmente devido à
maior dureza do aço AISI D2 e também composição química adversa. Os valores de rugosidade
apresentaram valores entre 1 a 6 µm (Ra) para ferramentas de metal duro com ponta esférica e 0,1
a 0,2 µm (Ra) para as fresas de topo de PCBN.
2.5 Formação do cavaco no fresamento
No processo de fresamento, a aresta de corte da ferramenta penetra na peça removendo uma
parcela de material em cada rotação da fresa e, logo a seguir, sai da peça. Devido a este corte
intermitente, típico do fresamento, pode-se destacar duas características: variação dos esforços de
corte e da temperatura e variação de espessura do cavaco (Capla, 2006). Por isso, a formação do
cavaco no processo de fresamento é um fator de extrema importância.
Em usinagem de metais sempre se deseja alcançar as maiores taxas de remoção de cavaco,
com alto grau de automação, sem supervisão humana e com qualidade de peça usinada. Isso
requer um processo bastante estável, que envolve desde a precisão dimensional, passando pelo
acabamento da peça, como também a vida da ferramenta (Ning et al., 2001). Para manter a
usinagem estável, deve-se dar muita atenção à formação e ao controle do cavaco para facilitar sua
remoção e não causar danos à ferramenta e à peça.
No fresamento HSM de aço endurecido, os cavacos são formados de forma segmentada e a
morfologia da sua formação é um resultado da variação das condições de corte, as quais
dependem principalmente de:
Características mecânicas, térmicas e termoquímicas do material usinado;
Condições de corte;
Mudanças nas características tribológicas na interface ferramenta/cavaco;
Comportamento dinâmico do sistema máquina e ferramenta e a sua ligação com o
processo de corte (Dolinsek et al., 2004).
45
A área da seção transversal do cavaco em usinagem de perfis circulares com ferramenta de
ponta esférica permanece a mesma durante toda a trajetória. Entretanto, os cavacos gerados no
início do corte são diferentes dos cavacos gerados no final do corte, devido à alteração do contato
ferramenta/peça. Os cavacos podem ter forma de agulhas ou forma de cavacos enrolados, com
geometria semelhante a um cone (Souza, 2004), dependendo da região da aresta de corte que tem
contato com a peça e, consequentemente, do ângulo de inclinação entre o eixo da fresa e uma
tangente à superfície em usinagem. Souza (2004) também comprovou que os cavacos podem não
sofrer alteração com a variação da velocidade de corte.
Ning et al. (2001) classificaram em seus experimentos os tipos de cavacos encontrados em
usinagem de fresamento HSM. Os parâmetros de usinagem utilizados nos experimentos foram:
de 10.000 a 30.000 rotações por minuto (rpm), profundidade de usinagem desde 0,1 mm a 0,8
mm e avanço por dente da fresa (fz) desde 0,025 mm a 0,05 mm. O material usinado foi um aço
ferramenta AISI H13 temperado com dureza de 55 HRc. A ferramenta utilizada foi uma fresa de
topo com ponta esférica de 12 mm de diâmetro de metal duro com cobertura de TiAlN. A
usinagem foi feita com a ferramenta na posição perpendicular à peça e sem adição de fluido de
corte. Os cavacos classificados nesse trabalho foram: cavaco completo, cavaco estável, cavaco
crítico e cavaco severo. O cavaco crítico ocorreu em situação com vibração e com vibração auto-
excitada (chatter - figura 2.8) e o tipo de cavaco completo em situações de usinagens estável
(figura 2.9). O cavaco formado em situações de usinagem estável tem forma similar a um cone.
Esse comportamento foi atribuído ao segmento de corte da fresa esférica. A formação do cavaco
ocorre em uma calota esférica. Nesse caso, o mecanismo de desgaste encontrado foi o desgaste de
flanco e o maior desgaste ocorreu na região da ferramenta que atingiu maior velocidade de corte.
Nas operações em que ocorreram vibrações e chatter, produziu-se um cavaco instável com o
formato de agulha, provocando algumas marcas na superfície da peça.
Figura 2.8 - Área do segmento de corte com chatter (Ning et al., 2001)
46
Souza et al. 2014a analisaram a forma do cavaco em usinagem de matriz. O material
usinado foi AISI P20 temperado com aproximadamente 30 HRc de dureza com geometria
circular e a máquina ferramenta utilizada foi um centro de usinagem high-speed com rotação
máxima de 24000 rpm. A ferramenta utilizada foi uma fresa de ponta esférica de 16 mm de
diâmetro, o avanço por aresta (fz) foi 0,1 mm, a penetração de trabalho (ae) foi 0,3 mm e
profundidade de usinagem (ap) de 0,8 mm. Os autores observaram um processo de usinagem
instável quando o centro da ferramenta estava envolvido no corte, fazendo com que os cavacos
fossem quebrados e a rugosidade apresentou valores elevados. Os cavacos apresentaram formas
diferentes durante o percurso da usinagem. No início da usinagem, quando a posição angular de
ferramenta em relação a peça foi de 85°, os cavacos apresentaram forma de agulha e no final da
usinagem, quando a posição angular da ferramenta em relação à peça era de 5°, os cavacos
apresentaram forma de cone. De acordo com Ning et al. (2001) o cavaco do tipo agulha é
formado quando o processo apresenta instabilidade e o cavaco com forma de cone indica que o
processo de usinagem foi mais estável.
Outro fato a ser notado em fresamento com fresa de topo de ponta esférica é que em
usinagens de geometrias complexas, o diâmetro efetivo de corte varia constantemente. Isso faz
com que a velocidade de corte varie também. Uma região que pode ser considerada crítica é o
centro da ferramenta, pois como o diâmetro dessa região é zero, a velocidade de corte também é
zero, consequentemente, nessa região não ocorre o corte do material e sim a deformação plástica
do material, causando acréscimo nas forças de usinagem (Scandiffio et al. 2016).
2.6 Força de usinagem e vibração no fresamento de matrizes e moldes
Em usinagem de matrizes e moldes com fresas de ponta esférica, as forças de usinagem
sofrem grandes variações na intensidade e na direção devido à geometria dos moldes, à rotação
do eixo da máquina e à variação do ponto de contato da ferramenta com a peça. Fan e Loftus
Figura 2.9 - Área do segmento de corte estável (Ning et al., 2001)
47
(2007) relataram que a variação da força pode causar desgaste prematuro da ferramenta, como
também gerar acabamentos com qualidade insatisfatória. Essas variações não são benéficas para a
ferramenta e também para a qualidade da superfície usinada.
Segundo Ribeiro (2007), a variação de forças no processo de usinagem pode causar a
flexão da ferramenta, gerando imperfeições no acabamento e na tolerância dimensional. Portanto,
tanto o acabamento da superfície quanto a tolerância dimensional são fortemente afetadas pela
flexão da ferramenta, que é causada pela variação de forças de corte e pela rigidez da fresa (que
depende, dentre outras coisas, da relação diâmetro/comprimento em balanço). Para minimizar a
flexão, deve-se encontrar a melhor relação entre o comprimento e o diâmetro da fresa, a
profundidade de usinagem (ap) e a penetração de trabalho (ae). A escolha ideal desses parâmetros
reduzem as forças de corte e minimizam a flexão da ferramenta.
Durante as operações de usinagem ocorrem deformações nas estruturas das máquinas
devido às forças de corte, que podem influenciar a qualidade das peças e causar vibrações
(Oliveira, 2007).
Hiramoto et al. (2005) descrevem um modo de reduzir as deformações e minimizar as
vibrações. A proposta é projetar a máquina para que o fuso de esferas recirculantes fique
posicionado no centro de gravidade da estrutura móvel da máquina. O resultado de simulações e
testes em protótipos físicos mostram que a aplicação desses conceitos minimizam as vibrações
induzidas pelas acelerações e desacelerações durante a usinagem.
Kang et al. (2001) estudaram as características de usinagem por fresamento em planos
inclinados de 15°, 30° e 45° utilizando quatro tipos diferentes de caminhos para ferramenta em
fresamento concordante. As trajetórias adotadas para este ensaio foram: fresamento em cópia
descendente e ascendente, fresamento em contorno descendente e ascendente. Neste estudo, os
autores determinaram a alteração da velocidade de corte em planos inclinados, devido à alteração
do diâmetro efetivo e examinaram também a inter-relação entre a velocidade de corte e a força de
corte em fresamento com 3 eixos. Após a obtenção das características de corte, tais como a força
de corte, forma do cavaco, forma e rugosidade da superfície, o desgaste da ferramenta foi
avaliado em função da inclinação da superfície. O material do corpo de prova utilizado foi um
aço com alta dureza (58 HRc) tratado termicamente. O material da ferramenta foi metal duro com
cobertura de AlTiN, fresa de ponta esférica com diâmetro de 10 mm, duas arestas e balanço de
50 mm. O avanço por aresta (fz) foi 0,2 mm, as profundidades de usinagem adotadas (ap) foram
48
0,2 e 0,4 mm e penetração de trabalho de 0,4 mm com rotação de 8000 rpm. Os autores
verificaram que, em operações de fresamento com três eixos com fresas de ponta esférica, a
variação da força de corte é inversamente proporcional à variação da velocidade de corte e esta,
por sua vez, tem influência na vida da ferramenta. Na medida em que a velocidade de corte
aumenta, a força de corte diminui e vice-versa. As trajetórias que apresentaram menores vidas
das ferramentas foram as trajetórias vertical descendente e ascendente, devido à vibração no eixo
da ferramenta, que incentiva microlascamentos e desgaste de flanco. A trajetória da ferramenta
horizontal descendente com a superfície inclinada 15° não é um método de usinagem satisfatório,
devido ao centro da ferramenta estar envolvido no corte e, consequentemente, a velocidade de
corte ser zero.
Em seu trabalho, Aguiar et al. (2013) avaliaram a rugosidade da peça e a vida da ferramenta
em usinagem com alta velocidade de corte. O material da peça foi o aço AISI H13 temperado e
revenido com dureza de 50 HRc. As ferramentas utilizadas eram inteiriças de metal duro e com
pastilhas intercambiáveis e diâmetro de 8 mm da classe H (ISO). As ferramentas de metal duro
tinham cobertura de TiAlN depositada pelo processo PVD. Os autores verificaram que o desgaste
da ferramenta não foi um problema, pois as ferramentas apresentaram vidas maiores que 400
minutos na maioria das condições testadas. Neste experimento, o desgaste foi responsável pelo
aumento do batimento da ferramenta, no entanto, o maior batimento não aumentou a rugosidade
na maior parte dos ensaios. O experimento realizado com a ferramenta de 8 mm de diâmetro de
metal duro inteiriça e coeficiente de esbeltez (L3/D
4 onde L é o balanço da ferramenta e D seu
diâmetro), que é o índice que avalia quanto uma barra comprida é mais ou menos vulnerável ao
efeito de flambagem, de 45 foi exceção entre as experiências. Neste caso, o segundo harmônico
da frequência de passagem de dentes foi uma frequência com alto valor da função de resposta em
frequência (FRF) que levou à ocorrência de instabilidade da ferramenta. Esta instabilidade
aumentou a rugosidade da superfície quando comparado com os outros experimentos, mas,
apesar desta instabilidade, a ferramenta utilizada neste experimento não foi danificada. Utilizando
índice de esbeltez 20, independentemente do diâmetro da ferramenta, é possível realizar
operações de acabamento, atingir alta qualidade de superfície e longa vida da ferramenta. Outro
resultado apresentado nesse trabalho é que o principal responsável pelo aumento da rugosidade
foi a condição dinâmica em que a usinagem foi realizada, já que em todas as condições
analisadas, apenas aquela que apresentou chatter foi a que apresentou valores elevados de
49
rugosidade em níveis inaceitáveis para matrizes e moldes. Além da elevada vida da ferramenta
obtida nos experimentos, a principal conclusão deste trabalho é que peças com boa qualidade de
rugosidade da peça podem ser produzidas com fresas de grande balanço. Para que esse resultado
seja alcançado, o segundo harmônico da frequência de passagem de dente no processo de
fresamento não deve coincidir com o pico da FRF para evitar a ocorrência de instabilidade
durante o processo.
2.7 Obtenção de formas complexas no fresamento
O processo de produção de uma matriz ou molde requer a utilização de várias tecnologias
desde o projeto até a usinagem final da cavidade. Podem-se destacar as tecnologias CAD
(Desenho Assistido por Computador), CAM (Manufatura Assistida por Computador), DNC
(Comando Numérico Direto) e a máquina com comando numérico (CNC). Além disso, os centros
de usinagem utilizados para o fresamento de moldes e matrizes frequentemente não são as usuais
máquinas-ferramentas com 3 eixos de programação, mas máquinas com 5 eixos e mais diversas
outras características que máquinas CNC utilizadas para produção não possuem.
O ciclo de produção das matrizes e moldes pode ser dividido em três fases distintas: projeto
do produto, projeto do molde e fabricação do molde (Souza, 2004).
Conforme (Souza, 2004), o processo tradicional para manufatura de matrizes e moldes
envolve as seguintes etapas:
Desbaste: a operação de desbaste de matrizes e moldes pelo processo de fresamento
ocorre, normalmente, com fresas de topo reto ou com ponta esférica, no qual a ferramenta
mergulha no eixo Z e percorre a trajetória geométrica da matriz utilizando os eixos X e Y.
Esse tipo de usinagem em fresamento é denominado “usinagem com 2 ½ eixos”. Nesta
etapa, deve-se deixar um sobremetal para o acabamento. A figura 2.10 mostra a
comparação entre o desbaste com fresa de topo reto e fresa com ponta esférica. Nota-se na
figura que no desbaste com fresa de topo reto, devido à limitação geométrica, a superfície
gerada contém mais irregularidades quando comparado com o desbaste com fresa com
ponta esférica. Esta operação é frequentemente realizada com a peça ainda no estado
dúctil, isto é, antes do tratamento térmico.
50
Alívio de cantos e pré-acabamento: essa operação tem como objetivo uniformizar a
quantidade de material para posterior acabamento. Esta operação deve ser utilizada
quando o desbaste ocorrer com ferramenta que apresente limitações geométricas para
geração do perfil final.
Acabamento por fresamento: essa operação tem como objetivo remover todo o
sobremetal deixado pelas operações de desbaste e pré-acabamento. A ferramenta a ser
utilizada nessa etapa não deve ter limitação para a definição da geometria final. Na
maioria das vezes esta operação é realizada com fresas de ponta esférica. Esta operação é
realizada com a peça já tratada termicamente, isto é, já no seu estado endurecido.
Operações manuais de acabamento: após a operação de usinagem por fresamento,
geralmente as matrizes ou moldes devem passar pelos processos de retificação ou
polimento para eliminar as imperfeições deixadas pelas operações de usinagem. Essas
operações são elaboradas manualmente e geralmente são realizadas por ferramenteiros.
Segundo Beard (1997) e Gomes & Silva (2003), a quantidade de material que deve ser
deixada para o acabamento deve ser uniforme. A quantidade não uniforme do material para
acabamento é prejudicial para o processo devido ao fato de que essas variações de quantidade de
material influenciam no acabamento final da superfície, principalmente em usinagens em altas
velocidades de corte.
A figura 2.11 mostra uma peça com diferentes graus de curvatura e a matéria-prima para a
elaboração da peça. Quando o desbaste é realizado com fresa de topo reto, ficam visíveis
transições bruscas de sobremetal a ser retirado na operação de acabamento no formato de escada
(figura 2.11B). A figura 2.11C mostra o desbaste nas mesmas condições de usinagem com a
Figura 2.10 - Sobremetal proveniente da usinagem em desbaste em formas complexas (Souza, 2004)
51
utilização de ferramenta de topo esférica. Nota-se na figura 2.11C que com a utilização de
ferramenta de topo esférico, a geometria da peça fica mais bem definida restando uma quantidade
menor de material para o acabamento.
Conforme Silva (2000) e Sandvik (2002), quando a usinagem é feita com fresa de ponta
esférica, deve-se optar pela usinagem de baixo para cima (ascendente). Dessa forma, a ponta da
ferramenta não fica em contato com a peça, o diâmetro efetivo fica maior, e consequentemente, a
velocidade de corte fica mais favorável. Segundo Capla (2006), quando a usinagem é feita de
cima para baixo (descendente) ocorre a conformação do material da peça. Nesta condição de
usinagem, quando a ponta da ferramenta fica em contato com a peça, o diâmetro efetivo de corte
é zero e, consequentemente, a velocidade de corte é zero, não ocorrendo o corte do material e sim
a conformação. A deformação plástica ocorre com maior intensidade na usinagem de peças em
planos com inclinações menores, devido ao contato do centro da fresa com a peça, ocasionando
aumento da rugosidade. Esta deformação também aumenta o risco do lascamento da ferramenta.
Para Gomes (2001), a variação da quantidade de material em forma de escada é prejudicial
para a operação de acabamento. Essa variação na geometria pode causar variação na força, flexão
da ferramenta e, como consequência, menor vida da ferramenta. Essas escadas podem influenciar
negativamente a geometria da peça e também o acabamento. Com a utilização de ferramentas de
Figura 2.11 - Desbastes com ferramentas de topo reto e esférico (Souza, 2004)
52
topo esférico já na operação de desbaste, a transição entre os passes é menor e o volume do
sobremetal deixado para o acabamento é menor e mais uniforme.
2.8 Qualidade superficial
As superfícies das peças resultado dos processos de usinagem geralmente apresentam uma
estrutura superficial que pode ser dividida em três camadas bem distintas: camada superficial
externa, camada superficial interna e área não afetada pelo processo de usinagem.
A camada superficial apresenta basicamente o material encruado, ou seja, material que
sofreu algum tipo de deformação a frio resultante da remoção de material na camada vizinha que
se transformou em cavaco. Na área não afetada encontra-se o material base da peça conforme
mostra a figura 2.12 (Nicola, 2008).
A fim de atender as especificações do projeto, uma superfície deve possuir certas
características tecnológicas e geométricas. Segundo Nicola (2008), os desvios de forma podem
ser classificados em seis diferentes ordens: 1ª ordem – desvios de forma, 2ª ordem – ondulação,
3ª, 4ª e 5ª ordem – rugosidade e 6ª ordem – estrutura reticulada do material.
Figura 2.12 - Topografia e camadas superficiais de uma peça usinada (Nicola, 2008)
53
2.8.1 Rugosidade
Superfícies isentas de erros de geometria e marcas características dos processos são
impossíveis de serem obtidas. Todas as superfícies contêm erros de geometria, que são
considerados macrogeométricos e marcas de fabricação, que são considerados desvios
microgeométricos (Agostinho, 1977; Novaski, 1996). Portanto, após a fabricação obtêm-se uma
superfície efetiva, ou seja, superfície resultado do processo de usinagem empregado.
O acabamento superficial é um fator importante na avaliação da qualidade dos produtos e
principalmente em matrizes e moldes. A rugosidade média em Ra é o parâmetro mais utilizado
para determinar a rugosidade. Várias características são influenciadas pela rugosidade, incluindo
a resistência ao desgaste por atrito, transmissão de calor, capacidade de distribuição e retenção de
lubrificante, capacidade de aderir a camadas protetoras e a resistência à fadiga. Com isso, pode-se
afirmar que a rugosidade afeta vários atributos funcionais do produto e é afetada por vários
fatores ligados ao processo de usinagem como pode ser visto na tabela 2.3 (Çolak et al., 2007).
54
Tabela 2-3 - Fatores que influenciam a rugosidade (Çolak et al., 2007)
Fatores que influenciam na rugosidade
Parâmetros de usinagem
Cinemática do processo
Penetração de trabalho
Profundidade de usinagem
Avanço
Velocidade de corte
Ângulos das ferramentas
Fluido de corte
Propriedades da ferramenta
Material
Forma geométrica
Raio de ponta
Resistência ao desgaste
Propriedades do material Dureza
Usinabilidade
Fenômenos do corte
Acelerações
Forma do cavaco
Vibrações
Contato da ferramenta/peça
Variação da força de corte
Equipamento
Rigidez da máquina
Rigidez do sistema de fixação da peça
Rigidez do sistema de fixação da ferramenta
A rugosidade teórica da peça após a usinagem, que é um parâmetro geométrico dependente
do avanço e da forma da ponta da fresa, pode ser calculada em função do perfil e movimento
efetuado pela ferramenta. No entanto, os valores reais de rugosidade apresentam diferenças
consideráveis quando comparado com o teórico. Os fatores que causam essas diferenças estão
relacionados a erros de deslocamento da ferramenta (vibração) e mudança no perfil da ferramenta
em função do desgaste (Vivancos et al., 2004). A deformação plástica da porção de material da
peça vizinha àquela que se transformou em cavaco (típica da operação de fresamento com fresas
de ponta esférica quando o centro da fresa tem contato com a peça) também é um fator que causa
esta diferença.
Na usinagem de superfícies inclinadas com ferramentas de ponta esférica, a rugosidade é
determinada em duas direções. Transversal e longitudinal à direção de avanço. O valor da
55
rugosidade teórica no sentido transversal à direção de avanço (direção da profundidade radial de
usinagem - ae) é influenciada pela profundidade de usinagem (ap) pela profundidade radial da
usinagem (ae), pela inclinação da peça a ser usinada e pelo raio da ferramenta (Oliveira, 2007). A
rugosidade teórica transversal pode ser descrita pela equação 1:
onde:
incr.ap = profundidade de usinagem (mm)
α = ângulo de inclinação da parede em relação ao plano de trabalho (°)
Re = raio efetivo da ferramenta (mm)
No sentido longitudinal os fatores que influenciam a rugosidade são: o avanço por dente
(fz) e o raio efetivo de corte da ferramenta (REF), medido paralelamente ao plano de trabalho. O
raio efetivo de corte é o raio da ferramenta no ponto de contato com a peça e é influenciado pela
inclinação da parede da peça em relação à ferramenta (Oliveira, 2007). A rugosidade no sentido
longitudinal pode ser descrita pela equação 2:
onde:
fz = avanço por dente
REF = raio efetivo de corte
A figura 2.13 mostra a ilustração da superfície teórica obtida no processo de fresamento
com ferramenta de ponta esférica, em função do avanço por dente (fz) e da penetração de trabalho
(ae) em superfícies planas. Na figura 2.13(a) o avanço por dente é menor que a espessura da
penetração e na figura 2.13(b), a espessura de penetração é semelhante ao avanço por dente.
(Eq. 1)
(Eq. 2)
56
2.9 Contato ferramenta-peça
Durante a usinagem em fresamento (3 eixos) de superfícies cilíndricas com fresas de topo
com ponta esférica, a interface da ferramenta com a peça se altera constantemente. Com isso o
diâmetro efetivo também se altera e, consequentemente, a velocidade de corte. A condição que se
pode considerar crítica é quando a ferramenta atua no material da peça com a região central,
obtendo-se assim, velocidade de corte igual à zero. Portanto nessa situação de contato da
ferramenta com a peça existe mais tendência à conformação plástica do material da peça ao invés
de cisalhamento do material.
Segundo Souza (2004), em usinagens de matrizes com ferramentas de ponta esférica, em
casos em que o centro da ferramenta permanece em contato com o corte, a superfície usinada
apresenta inconvenientes mais relevantes que o esperado (tensão residual, forma geométrica,
rugosidade da peça, etc), gerando superfícies com baixa qualidade e altas forças de corte. Devido
a esse comportamento, este autor sugere em seu trabalho que, quando possível, não se deve
trabalhar com a ferramenta de ponta esférica na posição perpendicular à superfície usinada e sim
inclinando-se a peça ou a ferramenta. Quando possível, é interessante utilizar máquinas CNC
com 4 ou 5 eixos para evitar que a ferramenta trabalhe na posição perpendicular em relação à
superfície usinada. A figura 2.14 mostra o formato do contato da ferramenta/peça e a variação do
diâmetro efetivo ao longo da trajetória da ferramenta (Souza, 2004).
Figura 2.13 - Rugosidade de uma superfície plana após a usinagem (Sandvik, 1999)
57
Em trajetórias circulares da ferramenta, conhecendo os diâmetros de corte mínimo e
máximo, é possível definir o diâmetro efetivo da ferramenta em cada região. Uma expressão
matemática foi desenvolvida por Souza (2004) para se obter o diâmetro efetivo de corte em
função da posição específica da ferramenta em uma trajetória circular. Utilizando a lei dos
cossenos, obtém-se a equação 3:
Com isso, o ângulo ξ pode ser obtido pela equação 4, a seguir:
Onde:
RP = raio da peça
RF = raio da ferramenta
ap = profundidade de usinagem
(Eq. 3)
(Eq. 4)
Figura 2.14 - Formato do contato ferramenta/peça (Souza, 2004)
58
Segundo Souza (2004), obtendo-se o ângulo ξ e sabendo-se a posição da ferramenta em
relação à peça, o ângulo pode ser determinado (++ξ=90°). Desta forma, pode-se calcular o
raio efetivo máximo através da equação 5.
Segundo Diniz et al. (2014), no fresamento tangencial o cavaco tem a forma de uma
vírgula, com a espessura de corte variando de zero a um valor máximo no fresamento discordante
e de um valor máximo a zero no fresamento concordante. O ângulo de contato do dente com a
peça pode-se calcular através da equação 6.
No processo de fresamento de matrizes e moldes, as inclinações das superfícies sofrem
constantes alterações. A operação de usinagem em acabamento de matrizes e moldes é realizada
com ferramenta de topo esférico e, devido à variação do ponto de contato da ferramenta (fresa)
com a peça (matriz ou molde), o diâmetro efetivo de corte sofre constantes alterações. Com a
alteração do diâmetro efetivo de corte, a velocidade de corte também é alterada podendo causar
acabamento irregular. A figura 2.15 mostra as variações do ponto de contato em uma passagem
da ferramenta na peça (Souza, 2004).
(Eq. 5)
(Eq. 6)
Figura 2.15 - Alteração do ponto de contato de uma ferramenta de topo esférico (Souza, 2004)
59
Outro ponto que pode ser notado é que no corte ascendente o diâmetro efetivo é maior
quando comparado com o corte descendente, quando comparada a mesma posição angular
(Scandiffio et al., 2016). A figura 2.16 mostra a ferramenta na mesma posição angular nos cortes
descendente e ascendente, e a seção transversal do cavaco.
Segundo Chan et al. (2003), no processo de usinagem por fresamento, a variação do
carregamento na ferramenta sofre constantes alterações. Devido a essas variações, os autores
sugerem que o contorno em regiões côncavas não seja usinado na mesma operação de desbaste de
regiões planas e convexas. O objetivo é evitar que ocorram grandes variações de carregamento na
ferramenta de usinagem. Estudo realizado por Toh (2003) recomenda, em operações de desbaste,
que o valor da profundidade de usinagem (ap) seja maior do que a penetração de trabalho (ae). Em
experimentos com operação de fresamento de aço AISI H13 com 52 HRc de dureza, utilizando
fresa de metal duro sólido com diâmetro de 10 mm e com cobertura de AlTiN, foram testadas três
níveis de profundidade axial de usinagem (ap), com 10, 15 e 20 mm, com avanço por dente da
fresa (fz) de 0,067mm e profundidade radial de usinagem (ae) de 0,5 mm. Com o aumento da
profundidade de 10 mm para 20 mm, houve um decréscimo da vida da ferramenta, mas a taxa de
remoção de material dobrou e a vida da ferramenta não foi reduzida pela metade, mostrando que
a alteração é economicamente viável.
Em operações de desbaste, a escolha do diâmetro ideal para a fresa é bastante relevante.
Normalmente, deve-se escolher um diâmetro que ofereça maior robustez para o processo. Por
outro lado, em operação de desbaste em fresamento, é melhor utilizar diâmetros de ferramentas
relativamente pequenos, mantendo a velocidade de corte e aumentando a taxa de avanço. Com
Figura 2.16 - Alteração do ponto de contato de uma ferramenta de topo esférico no corte descendente e corte
ascendente (Scandiffio et al. 2016)
60
essa escolha é possível minimizar os degraus provenientes do processo de desbaste e, mesmo que
o tempo da operação de desbaste aumente, nas operações de pré-acabamento e acabamento, os
tempos são reduzidos (Altan et al., 2001).
61
3 EQUIPAMENTOS, MATERIAIS E MÉTODOS
Os experimentos foram divididos em duas fases. Na primeira fase a fresa copiava o perfil
da peça (circular) utilizando 3 eixos. Nesta condição, o diâmetro efetivo da ferramenta alterava
constantemente na medida em que a ferramenta copiava o perfil. Para esta fase, foram testadas as
condições ascendentes e descendentes com rotação fixa com mesma penetração de trabalho e
mesma profundidade de usinagem. Na fase 2, o perfil da peça foi o mesmo (circular) mas foi
utilizado o 4° eixo da máquina, portanto foi mantida a inclinação da ferramenta em relação à
peça, a fim de manter o diâmetro de contato da fresa com a peça constante ao longo da trajetória
da ferramenta. Nesta fase, foram testadas inclinações da ferramenta em relação à peça de 5°, 45°
e 85°. Na fase 2, os parâmetros de usinagem foram os mesmos, com exceção da velocidade de
corte que nesta fase foi mantida a 160 m/min, portanto com a mudança do diâmetro efetivo, a
rotação do eixo da máquina também foi alterada. A primeira fase dos ensaios foi executada em
um centro de usinagem com 5 eixos, mas com limitação de rotação, portanto para a segunda fase
foi utilizado um centro de usinagem com alta rotação (high speed).
Para a realização da primeira fase dos experimentos, foram realizados ensaios com
trajetória circular da ferramenta tanto ascendente como descendente (Figura 3.1), com a
ferramenta na posição vertical, visto que na fabricação de matrizes a maiorias das trajetórias são
circulares. Uma segunda etapa desta primeira fase, que tinha como objetivo verificar qual o
ângulo entre ferramenta e peça que mais danifica a ferramenta, usinou-se superfícies planas da
peça com inclinação de 5°, 45° e 85° em relação ao eixo da ferramenta e a trajetória da
ferramenta era linear ascendente ou descendente (Figura 3.2). Na segunda fase dos experimentos,
com o uso do 4° eixo da máquina (eixo de rotação da mesa), manteve-se o mesmo ponto de
contato da ferramenta com o corpo de prova com estratégias circulares tanto ascendentes como
descendentes (Figura 3.3). Nesta condição, testou-se 3 ângulos de inclinação entre ferramenta e
peça ("lead angle"), 5°, 45° e 85°. Para todas as estratégias ensaiadas foram usadas usinagem no
sentido concordante, ver tabela 3.1. Para o final de vida da ferramenta, foi determinado que
quando o desgaste de flanco da ferramenta (VB) atingisse 0,2 mm ou quando ocorresse falha
catastrófica da ferramenta o experimento seria interrompido. Os parâmetros de corte utilizados
nos experimentos foram: Rotação do eixo árvore (rpm) 7162 para as estratégias 1 a 8, para as
estratégias 9 a 14 manteve-se a velocidade de corte de 160 m/min. Em todos os ensaios foram
62
mantidos constantes o avanço por dente da fresa (fz) 0,1 mm, a profundidade de usinagem (ap) 0,2
mm e a penetração de trabalho (ae) de 0,3 mm. Para as estratégias 9 a 14 as rotações foram 23362
rpm, 10394 rpm, 5992 rpm, 3761 rpm, 3346 rpm e 3183 rpm respectivamente. Todas as
estratégias de usinagem foram executadas a seco, ou seja, não foi utilizado fluido de corte. Em
todos os experimentos foram realizados réplicas. Se os resultados de vida da ferramenta entre um
experimento e sua réplica fossem mais de 20% diferentes entre si, uma tréplica era realizada.
Figura 3.1 - Trajetória circular utilizadas nos experimentos
Figura 3.2 - Trajetória linear
Figura 3.3 - Trajetória Circular mantendo o mesmo ponto de contato da ferramenta
63
Após a realização dos experimentos foi verificado a rugosidade em vários pontos do corpo
de prova, na direção perpendicular à trajetória da ferramenta. Após a realização dos experimentos
foi avaliada a força de corte com ferramenta no fim de vida e com a ferramenta nova nos eixos X,
Y e Z.
O objetivo da pesquisa é comparar o desempenho da ferramenta no processo de fresamento
de aço endurecido utilizando estratégias de usinagem diferentes. Foi avaliado também a
rugosidade e forças de corte. Com os resultados, espera-se que os fabricantes de matrizes e
moldes possam escolher a estratégia de usinagem que apresenta menor desgaste de ferramenta,
com resultados de rugosidade e forças de corte satisfatórios.
Tabela 3-1 - Estratégias de usinagem utilizadas nos experimentos
Estratégia Condição de Usinagem
Estratégia 1 Estratégia circular com corte descendente (CD)
Estratégia 2 Estratégia circular com corte ascendente (CA)
Estratégia 3 Estratégia linear com corte descendente e peça inclinada 5° em relação à
horizontal (LD5)
Estratégia 4 Estratégia linear com corte ascendente e peça inclinada 5° em relação à
horizontal (LA5)
Estratégia 5 Estratégia linear com corte descendente e peça inclinada 45° em relação à
horizontal (LD45)
Estratégia 6 Estratégia linear com corte ascendente e peça inclinada 45° em relação à
horizontal (LA45)
Estratégia 7 Estratégia linear com corte descendente e peça inclinada 85° em relação à
horizontal (LD85)
Estratégia 8 Estratégia linear com corte ascendente e peça inclinada 85° em relação à
horizontal (LA85)
Estratégia 9 Estratégia circular com corte descendente e lead angle 5° (CD5)
Estratégia 10 Estratégia circular com corte ascendente e lead angle 5° (CA5)
Estratégia 11 Estratégia circular com corte descendente e lead angle 45° (CD45)
Estratégia 12 Estratégia circular com corte ascendente e lead angle 45° (CA45)
Estratégia 13 Estratégia circular com corte descendente e lead angle 85° (CD85)
Estratégia 14 Estratégia circular com corte ascendente e lead angle 85° (CA85)
Fase 1
Fase 2
64
3.1 Materiais e equipamentos utilizados
Os experimentos da 1ª fase dos ensaios foram realizados em um centro de usinagem de 5
eixos da marca Hardinge modelo XR 600 5AX (Figura 3.4), com potência máxima de 24kW e
capacidade máxima de rotação do eixo árvore de 12.000 rpm com sistema de fixação da
ferramenta ISO BT 40. A máquina possui avanço rápido de 36 m/min para os eixos X e Y e 32
m/min para o eixo Z, disponível no laboratório de usinagem da Faculdade de Tecnologia SENAI
“Roberto Mange” – Campinas – SP. A máquina é equipada com o CNC Heidenhain iTNC 530. A
máquina possui sistema apalpador da marca RENISHAW para determinação do comprimento da
ferramenta e para referenciamento da matéria-prima na mesa da máquina.
A 2ª fase dos experimentos foi realizada no laboratório de usinagem da Faculdade de
Engenharia Mecânica da UNICAMP. Nesta fase dos experimentos, foi utilizado um centro de
usinagem 5 eixos da marca DMG modelo eVo 40 com alta rotação (Figura 3.5) e sistema de
fixação da ferramenta HSK-A63. Para esta fase dos experimentos, foi mantido o diâmetro efetivo
de contato da fresa com a peça e, consequentemente, foi mantida constante a velocidade de corte
Figura 3.4 - Centro de Usinagem 5 eixos Hardinge XR 600 5AX – 1ª fase dos experimentos
65
em 160 m/min para todos os experimentos. Portanto, cada vez que o lead angle era alterado, a
rotação do eixo árvore variava também. Devido à variação do diâmetro efetivo de corte, a rotação
da ferramenta variou de 3183 a 23362 rpm. Como a rotação variava de um ensaio para o outro
com avanço por dente constante, a velocidade de avanço também variava. Assim, o ensaio que
usou lead angle de 5o, como tinha diâmetro efetivo menor, usava maior rotação e, assim,
velocidade de avanço maior, com consequente menor tempo de corte para uma passada. O
inverso ocorreu quando o lead angle foi de 85o.
Para a medição do desgaste da ferramenta, foi utilizado um microscópio acoplado a uma
câmera de captura de imagem da MoticCam e software Motic Image Plus 2.0 (Figura 3.6).
Figura 3.5 - Centro de Usinagem 5 eixos DMG eVo 40 – 2ª fase dos experimentos
Figura 3.6 - Sistema de medição de desgaste da ferramenta
66
Para a obtenção da rugosidade, foi utilizado um rugosímetro digital da marca Mitutoyo
modelo Surftest SJ 201 (Figura 3.7) montado em uma base magnética da marca Mitutoyo para
facilitar a inclinação da ponta do rugosímetro. As rugosidades foram avaliadas na direção
perpendicular a trajetória da ferramenta (perpendicular à direção de avanço). Os parâmetros de
medição utilizados foram Ra e Rz com cut off de 0,8 mm.
Para a avaliação da rugosidade, foram determinadas algumas regiões no corpo de prova. As
regiões foram classificadas como região 1, região 2 e região 3 conforme mostra a figura 3.8. Na
fase 1 a rugosidade foi avaliada a cada oito minutos de usinagem; na fase 2 como a velocidade de
avanço foi alterada, a rugosidade foi avaliada a cada 25 milímetros de penetração de trabalho da
ferramenta. Para superfícies planas a rugosidade foi avaliada em vários pontos da superfície
escolhidos aleatoriamente. Para a elaboração dos gráficos, foi avaliada a rugosidade no momento
em que a ferramenta estava no início da vida (ferramenta nova).
Figura 3.7 - Rugosímetro digital Mitutoyo
Figura 3.8 - Regiões de medição de rugosidade
67
Para avaliação das forças de usinagem (Fx, Fy e Fz), foi utilizado um dinamômetro da marca
Kistler, modelo 9257 (Figura 3.9). Foi utilizado também um amplificador de carga multicanal da
marca Kistler, modelo 5019, conforme mostra a figura 3.10.
Para a aquisição dos dados das forças de usinagem do dinamômetro, foi utilizada uma placa
de aquisição A/D National Instruments PCI-6025E conectada a um computador contendo um
software LabVIEW versão 8.5. Os dados de força de usinagem foram coletados em uma taxa de
10.000 pontos por segundo, para as estratégias 1 a 8 e para as estratégias 9 a 14 foram coletados a
uma taxa de 30.000 pontos por segundo devido às maiores rotações atingidas na fase 2 dos
experimentos.
As componentes da força de usinagem foram avaliadas com o objetivo de verificar o
comportamento da rugosidade da peça e desgaste da ferramenta. Neste trabalho a componente axial
da força de usinagem é a própria Fz (componente axial da força fornecida pelo dinamômetro). A força
de corte (Fc) é a componente da força de usinagem no plano tangencial à direção de corte. A força de
Dinamômetro
Figura 3.9 - Dinamômetro – Kistler
Figura 3.10 - Amplificador de sinal multicanal – Kistler
68
corte é a componente responsável pelo desgaste da ferramenta e consumo de energia durante a
usinagem. A componente radial (Fr) é responsável pela flexão da ferramenta. Neste trabalho a força
de corte (Fc) e a força radial (Fr) foram calculadas utilizando as componentes cartesianas Fx e Fy
obtidas a partir do dinamômetro e a posição da aresta de corte ao longo da trajetória conforme mostra
a figura 3.11. A força de corte (Fc) e a força radial (Fr) foram calculadas pelas equações 7 e 8
respectivamente.
Fc = Fact x cos α’ (Eq. 7)
Fr = Fact x sen α’ (Eq. 8)
Fz = Força axial (Fax)
Em todos os ensaios foram utilizadas ferramentas de ponta esférica de 16 mm de diâmetro
fixada em um suporte ISO BT 40 (Hardinge modelo XR 600 5AX) e HSK-A63 (DMG eVo 40).
O balanço da ferramenta utilizado em todos os experimentos foi 120 mm. O código das pastilhas
é R216F-16 40 E-L. As pastilhas eram de metal duro da classe H10 com cobertura de (Ti,Al)N.
As pastilhas foram montadas em um porta-ferramentas com haste de aço e código R216F-
16A16S-063, conforme figura 3.12.
Figura 3.11 - Determinação da força de corte, força radial e força axial
69
As ferramentas desgastadas (no estado de fim de vida) foram levadas ao Microscópio
Eletrônico de Varredura (MEV) da marca Zeiss, modelo EVO MA15 do Departamento de
Engenharia de Materiais da Faculdade de Engenharia Mecânica (UNICAMP), para determinar os
mecanismos de desgastes ocorridos nos experimentos.
Os programas de comando numérico utilizados nos ensaios foram gerados com a utilização
do software de CAM TopSolid 7. O modelamento dos corpos de prova foi feito no software
SolidWoks 2014.
O material dos corpos de prova utilizados nos ensaios foi um aço AISI D6 temperado, que é
um aço para trabalho a frio com elevada temperabilidade. Este aço é utilizado para a fabricação
de matrizes para corte, estampagem e embutimento, punções de alta solicitação, pentes para
laminação de roscas, fieiras para trefilação e etc. Outra característica do aço AISI D6 é a alta
resistência mecânica e ao desgaste devido à presença de carbonetos duros de cromo que fazem
com que este aço tenha alta resistência à deformação (Silva & Mei, 1988). Embora, após a
têmpera, a dureza desse material pode chegar a 62 HRc, a dureza superficial do material usado
nos ensaios foi de 60 HRc. A tabela 3.2 mostra a composição química do aço AISI D6.
Figura 3.12 - Fresa utilizada nos experimentos
70
Tabela 3-2 - Composição química do aço AISI D6 (Sousa et al., 2008)
A figura 3.13 mostra foto de corpo de prova utilizado nos experimentos.
Composição química do aço D6
C Cr V W
2,1%
11,5% 0,2% 0,7%
Figura 3.13 - Corpo de prova utilizado nos experimentos
71
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1 - Primeira Fase dos Experimentos
4.1.1 - Vida da ferramenta – Etapas 1 e 2
Segundo Diniz et al. (2014), a vida da ferramenta é o tempo que a mesma trabalha
efetivamente no material, até que não tenha mais capacidade de corte. Quando a ferramenta
atinge essa condição, a mesma deve ser afiada ou substituída. As ferramentas devem ser
substituídas quando atingem desgaste em proporções elevadas, quando não permitem mais a
obtenção de tolerâncias apertadas, quando os desgastes causam aumento excessivo das forças de
usinagem e quando, devido ao valor do desgaste, receia-se a quebra da aresta.
A figura 4.1 mostra a vida da ferramenta nas estratégias de 1 a 8 (primeira fase dos
experimentos). A análise da vida da ferramenta nas outras estratégias experimentadas (segunda
fase) será feita posteriormente ainda neste trabalho, devido ao fato de terem sido feitas em
máquinas diferentes e com diferentes velocidades de corte. Nos experimentos, as estratégias
ímpares foram as descendentes e as estratégias pares foram as ascendentes. Nota-se na figura 4.1
que as estratégias circulares apresentarem maiores vidas da ferramenta. Nestas estratégias, o
desgaste da aresta é distribuído em toda a aresta, devido à trajetória da ferramenta durante o
corte, ao contrário das estratégias lineares, em que o contato da aresta com peça se dá somente
em uma porção da aresta, incentivando o desgaste naquele local. Na estratégia de usinagem
circular com 3 eixos descendente (estratégia 1), a ferramenta inicia o corte com a região central
em contato com a peça, e como a velocidade de corte na região central da ferramenta é zero,
ocorre grande solicitação de força na direção axial (eixo Z) (ver figuras 4.18 e 4.19, que serão
discutidas em item mais a frente). Embora não seja a condição ideal, nessa condição, a usinagem
demonstrou um comportamento bastante estável e, consequentemente, fez com que a vida da
ferramenta fosse aproximadamente 2 vezes maior quando comparada com o corte ascendente e
estratégia circular. No corte ascendente, o diâmetro de contato ferramenta-peça (diâmetro efetivo)
é maior que no corte descendente e somente no ponto mais alto da trajetória é que o centro da
ferramenta entra em contato com a peça. Este maior diâmetro faz com que a velocidade de corte
72
efetiva também seja maior. Esta poderia ser uma das causas da menor vida da ferramenta no corte
ascendente. Ainda neste capítulo isto será discutido em maior detalhe.
Vê-se também na figura 4.1 que as estratégias 3 e 4 (corte linear e 5º de inclinação entre o
eixo da fresa e uma reta normal à superfície da peça) tiveram vidas de ferramenta maiores que as
outras estratégias lineares. As razões para isto podem ser duas: a) menor diâmetro efetivo da
ferramenta e, consequentemente, menor velocidade de corte; b) maior estabilidade do processo já
que, com pequeno ângulo de inclinação, a força axial é maior, o que força a ferramenta contra a
peça causando menor flexão da ferramenta e menor vibração. Há que se notar ainda que,
comparando as estratégias 5 com a 7 (inclinação de 45º e de 85º, respectivamente, ambos no corte
descendente) e 6 com a 8 (inclinação de 45º e de 85º, respectivamente, ambos no corte
ascendente), as vidas da ferramenta são próximas. Isto aponta para o fato de que a velocidade de
corte não foi tão influente na vida da ferramenta, já que com 85º o diâmetro efetivo e a
velocidade de corte são maiores que com 45º. Uma hipótese para explicar a pouca influência da
velocidade de corte na vida da ferramenta é que o ângulo de contato aresta-peça em cada
revolução da ferramenta é muito pequeno (e diminui a medida que o “lead angle” aumenta), o
que faz com que a temperatura da ferramenta não cresça muito em cada contato com a peça,
mesmo que a velocidade de corte seja alta.
159
78
112
42 28
21 26 20
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
Estratégia 1 Estratégia 2 Estratégia 3 Estratégia 4 Estratégia 5 Estratégia 6 Estratégia 7 Estratégia 8
Vid
a d
a Fe
rram
en
ta -
min
uto
s
Figura 4.1 - Vida da ferramenta - Fase 1
CD
CA
LD5
LA5
LD45 LA45 LD85 LA85
73
Nota-se também na figura 4.1 que todas as estratégias testadas na condição descendente
apresentaram vida da ferramenta maior com acréscimo entre 25% até 165%, quando comparado
com a usinagem ascendente. Entre as estratégias lineares, a usinagem com a superfície inclinada
a 85° obteve o pior resultado, provavelmente devido às vibrações, que incentivaram o desgaste da
ferramenta, comprometendo a vida da ferramenta e a rugosidade da superfície usinada. Como
será mostrado no item 4.3, o corte ascendente gerou maior variação da força ao longo da
trajetória da ferramenta (vibração), o que influenciou a rugosidade da peça, como mostrado no
item 4.4. Em outras palavras, a direção de avanço da ferramenta (se descendente ou ascendente)
teve maior influência em sua vida que a velocidade de corte.
Concluindo a análise da figura 4.1, pode-se verificar que, baseado nos resultados obtidos
nos cortes lineares, quando o corte circular de uma superfície similar à utilizada nestes ensaios é
realizado, a ferramenta chega ao fim de sua vida principalmente pelo desgaste/avaria causado
quando a aresta de corte tem contato com a peça na região em que o diâmetro da ferramenta é
próximo do máximo. Isto aponta para o fato de que, se o corte for feito em 4 eixos (isto é, se o
“lead angle” for mantido constante), pelo menos em termos de vida da ferramenta, a inclinação a
ser utilizada entre o eixo da ferramenta e uma reta perpendicular à superfície, deve ser o menor
possível (menor “lead angle”).
4.2 Análise dos desgastes das ferramentas
A figura 4.2 mostra a aresta da ferramenta utilizada na usinagem com 3 eixos descendente
(corte circular). Nota-se nesta figura que a ferramenta sofreu desgaste de flanco, que é o tipo de
desgaste mais comum nos processos de usinagem. Observa-se também na figura 4.2 que a aresta
de corte apresentou microlascamentos. Na região destes microlascamentos verificou-se, via
análise EDS, sempre a presença de tungstênio (W) que está presente no substrato do inserto. Isto
mostra que o microlascamento removeu a camada de cobertura da ferramenta. Estes
microlascamentos com certeza incentivaram o crescimento do desgaste de flanco. Em algumas
regiões da aresta de corte da ferramenta nota-se a presença de ferro, que está presente no material
da peça. Embora não tenha ocorrido com tanta intensidade quanto no corte ascendente, pode-se
afirmar (a julgar pela presença de Fe na região desgastada) que no corte descendente ocorreu,
além dos microlascamentos, o mecanismo de aderência.
74
A figura 4.3 mostra a aresta da ferramenta utilizada na usinagem com 3 eixos ascendente.
Pode-se observar na figura 4.3 que a ferramenta sofreu desgaste de flanco e, devido à presença de
material da peça na aresta da ferramenta em quantidade maior que no corte descendente, pode-se
concluir que o principal mecanismo causador do desgaste foi à aderência (atrition). Embora o
material da peça esteja temperado e, portanto, com baixa ductilidade, ocorreu adesão do material
da peça na ferramenta devido à vibração. Essa vibração gerou um fluxo de cavaco irregular e
ocasionou a extrusão do material deformado na região de formação do cavaco entre a peça e a
ferramenta, propiciando as condições ideais para o aparecimento do mecanismo de aderência.
Segundo Diniz et al. (2014), para que o mecanismo de aderência ocorra na superfície de
folga da ferramenta, o material da peça, na forma de cavaco, deve ser extrudado entre a aresta de
Figura 4.2 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 3 eixos descendente
Figura 4.3 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 3 eixos ascendente
75
corte da ferramenta e a peça. O mecanismo de aderência pode ser incentivado por outro
fenômeno que inicia o processo de desgaste, removendo as camadas de cobertura da ferramenta e
propiciando a ocorrência da aderência, uma vez que o contato agora se dá contra um material (o
substrato da ferramenta) que tem maior coeficiente de atrito que a cobertura. O mecanismo de
desgaste por aderência pode ocorrer tanto em baixas como em altas velocidades de corte, desde
que ocorra o fluxo irregular de cavaco. Como será visto no item 4.3, durante os experimentos
ocorreu vibração, principalmente no corte ascendente, gerando instabilidade no processo e
criando espaço para que a extrusão de material entre a aresta de corte e a peça ocorra,
incentivando assim a aderência que acelerou o desgaste da ferramenta. Souza (2004) comprovou
em seu trabalho que a variação do ponto de contato da ferramenta (com ponta esférica) com a
peça, faz com que as componentes de forças se alterem de sentido no decorrer da usinagem. Em
usinagem de superfícies complexas com ferramentas de ponta esférica, as componentes de forças
se alteram constantemente, contribuindo assim para a instabilidade do processo.
Ainda com relação às figuras 4.2 e 4.3 (corte descendente e corte ascendente), pode-se
notar que a direção de avanço influenciou a taxa de formação do desgaste, mas não influenciou
no tipo e mecanismo de desgaste, pois ambos (ascendente e descendente) apresentaram desgaste
de flanco, com microlascamentos e aderência (attrition).
Na usinagem ascendente, a ferramenta inicia o corte com o diâmetro máximo (velocidade
de corte maior) e ao longo da usinagem o diâmetro efetivo da ferramenta foi diminuindo,
diminuindo também a velocidade de corte, até atingir o centro da ferramenta.
Como será visto no item 4.3, o corte ascendente gerou maior vibração, o que incentivou o
desgaste/avaria da ferramenta, já que tanto os microlascamentos quanto o processo de attrition
são incentivados pela vibração. Assim, a vida da ferramenta nos cortes ascendentes foi menor que
nos cortes descendentes, como já visto. Outro fator que poderia ter acelerado os mecanismos de
desgaste no corte ascendente é a maior velocidade de corte gerada pelo maior diâmetro de
contato. Ocorre, porém, que os mecanismos de desgaste/avaria que ocorreram para as duas
direções de corte (microlascamentos e “attrition”) não são fortemente incentivados pela
velocidade de corte. Além disso, quando se usinou peças planas com “lead angle” de 45º e 85º,
viu-se que a direção de avanço foi mais influente que a velocidade de corte na vida da
ferramenta. Portanto, não foi a maior velocidade de corte da direção ascendente e sim a maior
vibração que causou a menor vida da ferramenta utilizada nesta direção de avanço.
76
As figuras 4.4 e 4.5 mostram arestas de corte desgastadas em uma vista das superfícies de
saída das ferramentas que realizaram cortes descendente e ascendente, respectivamente,
estratégias 1 e 2. Vê-se nestas figuras que o corte ascendente provocou um maior número de
microlascamentos na aresta de corte que o corte descendente, fazendo com que a aresta de corte
que realizou o corte descendente ao fim de sua vida tivesse um formato bem mais próximo do
original que a aresta que realizou o corte ascendente. Esta é mais uma indicação de que foi a
vibração da ferramenta que provocou a aceleração do desgaste/avaria da ferramenta e, assim,
conduziu a ferramenta ao fim de sua vida mais rapidamente. Outro ponto digno de nota nestas
figuras é que não houve desgaste de cratera.
As figuras 4.6 e 4.7 mostram as arestas das ferramentas utilizadas na usinagem linear com a
peça inclinada 5° nas direções descendente e ascendente. Nessas estratégias, as vibrações foram
Figura 4.4 - Superfície de saída da ferramenta – Usinagem 3 eixos descendente
Figura 4.5 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 3 eixos ascendente
77
bem menores que em outras condições devido aos pequenos valores de força no plano
perpendicular ao eixo da ferramenta. Como visto anteriormente, a força axial está na direção de
maior rigidez do sistema, resistindo assim às vibrações e resultando num processo mais estável.
Nessas estratégias, a componente axial da força apresentou valores mais elevados quando
comparados com a mesma componente obtida nas estratégias com a peça inclinada 45° e 85°,
como será visto no item 4.3.
Pode-se notar também nas figuras 4.6 e 4.7 que o desgaste está mais próximo ao centro da
ferramenta no corte descendente, já que o diâmetro de contato nesta estratégia é menor do que no
corte ascendente.
Na estratégia descendente, o diâmetro efetivo de corte da ferramenta foi de 2,18 mm e no
corte ascendente foi 4,90 mm. Essa variação de diâmetro representa 125% de aumento da
Figura 4.6 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 5° descendente
Figura 4.7 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 5° ascendente
78
velocidade de corte na estratégia em 5° ascendente quando comparada com a estratégia em 5°
descendente. Com isso, não se pode afirmar que o aumento da velocidade de corte foi fator
decisivo para a diminuição da vida da ferramenta, visto que na estratégia descendente a vida da
ferramenta foi 165% maior do que a estratégia ascendente. Em um fresamento convencional, um
aumento de 125% da velocidade de corte ocasionaria uma diminuição bem maior da vida da
ferramenta. O fator determinante para a menor vida da ferramenta foi a maior incidência de
vibração no corte ascendente.
Nota-se nas figuras 4.6 e 4.7 que o tipo de desgaste da ferramenta foi semelhante, mas
ocorreram em regiões distintas da ferramenta. O tipo de desgaste predominante para as
estratégias 5° descendente e 5° ascendente foi o desgaste de flanco com alguma aderência de
material. Conforme mostram as figuras 4.6 e 4.7, ocorreram microlascamentos e aderência
(attrition), mas não com tanta intensidade quanto nas estratégias de usinagem circulares
descendentes e ascendentes. Há que se notar que com esta inclinação da ferramenta e com
consequente pequena velocidade de corte, a deformação plástica do material é incentivada,
facilitando assim fenômenos do tipo “fluxo lateral de cavaco”, i.e, facilitando a extrusão do
material da peça/cavaco entre ferramenta e peça. Com isso, a adesão de material na superfície de
folga tem condições de ocorrer.
A figura 4.8 mostra a superfície de saída da ferramenta utilizada na estratégia de usinagem
com a peça inclinada 5° na condição descendente. Pode-se observar nesta figura que ocorreram
microlascamentos na aresta de corte, fazendo com que a ferramenta perdesse sua forma original.
A figura 4.9 mostra a superfície de saída da ferramenta utilizada na estratégia de usinagem
com a peça inclinada 5° na condição ascendente. Nota-se nesta figura que a aresta de corte sofreu
vários microlascamentos, levando a ferramenta a perder a forma original. Na região da
ferramenta mais próxima ao centro, os microlascamentos prevaleceram devido à alta força axial e
baixa velocidade de corte. Nesta condição, o material da peça sofreu mais deformação plástica do
que corte, causando os microlascamentos e incentivando o desgaste por abrasão.
79
Pode-se verificar nestas duas figuras que neste caso, apesar da ferramenta que foi utilizada
no corte ascendente apresentar mais lascamentos quando comparada com a que foi utilizada no
corte descendente, esta diferença não foi tão grande quanto aquela que ocorreu nos cortes
circulares (figuras 4.4 e 4.5), nas quais vê-se que o corte ascendente provocou muito mais
lascamentos na ponta da ferramenta que o corte descendente.
As figuras 4.10 e 4.11 mostram as arestas de corte das ferramentas utilizadas nas usinagens
com superfícies inclinadas a 45° nas direções descendente e ascendente, respectivamente. As
estratégias 45° descendente e ascendente apresentaram o mesmo tipo de desgaste (desgaste de
flanco) e mesmo mecanismo causador de desgaste (aderência – “attrition”). O resultado da
análise em microscopia eletrônica de varredura (MEV) com a utilização de espectroscopia de
energia dispersiva (EDS) mostra que na aresta de corte existe a presença de ferro e cromo, o que
comprova a aderência de material da peça na ferramenta. Este material aderido é ciclicamente
arrancado da ferramenta pelo movimento relativo entre aresta e peça e, ao ser removido, leva
Figura 4.8 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 5° descendente
Figura 4.9 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 5° ascendente
80
partículas da ferramenta consigo, gerando desgaste. Essas partículas são extremamente duras e ao
se atritarem com regiões da ferramenta mais a frente, causam ainda mais desgaste de flanco da
ferramenta pelo mecanismo de abrasão. O fato de por debaixo da camada aderida verificar-se a
presença de material do substrato da ferramenta (W e Co) é mais um fator a indicar a presença do
attrition. Vê-se nas figuras 4.10 e 4.11 que uma porção grande da região desgastada está coberta
com material da peça e outra porção é formada do material do substrato. Já não se tem mais
camada de cobertura, o que prova que a remoção da camada aderida provocou desgaste.
Conforme Diniz, et al. (2014), Santos e Sales (2007) e Machado et al. (2011), o mecanismo
de attrition ocorre geralmente em baixas velocidades de corte e quando ocorre alguma
instabilidade na ferramenta ou peça. Machado et al. (2011) relatam que embora o attrition seja
Figura 4.10 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 45° descendente
Figura 4.11 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 45° ascendente
81
um mecanismo de desgaste característico de baixas velocidades de corte, pode ocorrer também
em altas velocidades de corte. Se o fluxo de material sobre a superfície de saída e de folga da
ferramenta for irregular, o mecanismo de attrition pode ocorrer também em altas velocidades. A
área desgastada por attrition geralmente tem aparência irregular. Durante os ensaios elaborados
com a peça inclinada a 45°, notou-se que ocorreram vibrações, principalmente na estratégia
ascendente (ver item 4.3), propiciando a condição ideal para o surgimento do mecanismo de
desgaste por attrition.
Nota-se na figura 4.11 que na usinagem com a peça inclinada a 45° na estratégia
ascendente, a aderência do material foi maior quando comparado com a condição descendente.
Provavelmente ocorreu devido às maiores vibrações fazendo com que o cavaco tenha fluxo
irregular e propiciando a extrusão do material entre a ferramenta e a peça. Este material
extrudado é que adere à superfície de folga da ferramenta, causando o attrition. Em outras
palavras, a maior vibração acelerou o mecanismo de desgaste. A variação do diâmetro efetivo,
quando comparadas as estratégias ascendente e descendente, foi de 60%. O diâmetro efetivo com
esta inclinação da peça para a usinagem descendente foi 8,5 mm e para a usinagem ascendente foi
13,54 mm. Com isso, a velocidade de corte na estratégia ascendente foi maior, quando
comparada com a da estratégia descendente. É impossível se afirmar se esta maior velocidade de
corte foi também responsável pela aceleração do mecanismo de aderência (attrition), uma vez
que Trent e Wright (2000) afirmam que o mecanismo de “attrition” ocorre em velocidades
moderadas, isto é, não precisa de velocidades de corte altas para ocorrer. Provavelmente, o maior
incentivador do desgaste da ferramenta foi a vibração da ferramenta no plano perpendicular ao
seu eixo, como já citado anteriormente. Como será visto no item 4.3, houve mais vibração no
corte ascendente e, assim, o mecanismo de attrition foi estimulado, fazendo com que a vida da
ferramenta nesta estratégia fosse mais curta.
A vida da ferramenta, na estratégia descendente, foi aproximadamente 33% maior quando
comparada com a da estratégia ascendente. Este é mais um indicativo que não foi a maior
velocidade de corte a causadora do desgaste mais rápido e, consequentemente, da menor vida do
corte ascendente. Em um fresamento convencional, uma variação de 60% da velocidade de corte
causaria uma diminuição muito maior da vida da ferramenta.
As figuras 4.12 e 4.13 mostram as superfícies de saída das ferramentas utilizadas nas
usinagens com a peça inclinada a 45 ° nas estratégias descendente e ascendente. Pode-se notar
82
nestas figuras que a forma da ponta da ferramenta sofreu alguma variação em relação à forma da
ponta original, causada por micro lascamentos e aderência de material do cavaco, mas tais
variações foram bem menores que aquelas ocorridas quando se usinou com trajetória circular,
principalmente no corte ascendente.
As figuras 4.14 e 4.15 mostram as arestas de corte utilizadas na estratégia de usinagem com
a superfície inclinada 85° nas condições descendente e ascendente, respectivamente. Vê-se de
novo nestas figuras que as regiões desgastadas apresentaram porções com material da peça
aderido e porções com substrato da ferramenta exposto. Isto aponta para o fato que o mecanismo
de desgaste não mudou com relação ao corte com inclinações de peça 5º e 45º, isto é, o principal
Figura 4.12 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 45°
descendente
Figura 4.13 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 45°
ascendente
83
mecanismo de desgaste foi o attrition incentivado pela vibração ocorrida. De novo, a vida da
ferramenta do corte ascendente foi mais curta porque nesta estratégia a ferramenta vibra mais.
As figuras 4.16 e 4.17 mostram as superfícies de saída das ferramentas utilizadas nas
estratégias de usinagem com a peça inclinada 85° nas direções ascendente e descendente. Pode-se
notar de novo nas figuras 4.16 e 4.17 que a forma da ponta da ferramenta sofreu alguma variação
em relação à forma da ponta original, causada por microlascamentos e aderência de material do
cavaco, mas tais variações foram bem menores que aquelas ocorridas quando se usinou em
trajetória circular em 3 eixos principalmente no corte ascendente. Na estratégia descendente o
diâmetro efetivo foi 15,22 mm e na estratégia ascendente foi 16 mm. A variação do diâmetro
efetivo de corte da ferramenta entre as estratégias descendente e ascendente foi de 5%. A
Figura 4.14 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 85°
descendente
Figura 4.15 - Superfície de folga da ferramenta - Usinagem 85°
ascendente
84
estratégia descendente teve uma vida da ferramenta maior 30% quando comparada com a
ascendente. Novamente, esta variação de vida da ferramenta mostra que não foi a velocidade de
corte a responsável pela variação deste resultado entre os cortes descendente e ascendente.
Afinal, a variação de vida entre estes cortes foi muito similar ao que ocorreu na estratégia linear
com inclinação da peça a 45º (ver tabela 4.1), porém, no corte com inclinação de 85º a variação
de diâmetro efetivo (e, consequentemente, a variação da velocidade de corte) foi muito menor
que com inclinação de 45º.
Figura 4.16 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 85°
descendente
Figura 4.17 - Superfície de saída da ferramenta - Usinagem 85°
ascendente
85
Tabela 4-1 - Variação de vida/diâmetro efetivo
Estratégias Maior Vida Variação da vida %
Maior Ø efetivo Variação Ø efetivo
5° descendente 5° ascendente
5° descendente
165% 5° ascendente 125%
45° descendente 45° ascendente
45° descendente
33% 45° ascendente 60%
85° descendente 85° ascendente
85° descendente
30% 85° ascendente 5%
4.3 Força de corte – Primeira fase de experimentos
4.3.1 Componentes da força de usinagem
As componentes Fax, Fc e Fr são apresentadas de acordo com a trajetória da ferramenta
durante a usinagem com trajetórias descendentes e ascendentes. A figura 4.18 mostra essas
componentes, em operação de fresamento nas trajetórias ascendentes. Geralmente as forças
aumentam no final da trajetória, quando o lead angle se aproxima do ângulo zero. Quando a
ferramenta atua nesta região, o diâmetro efetivo é muito pequeno e, portanto, a velocidade de
corte é extremamente baixa, às vezes atingindo zero. A redução da velocidade de corte aumenta
as forças. Quando o lead angle é zero, o eixo da ferramenta fica perpendicular à superfície
usinada e a força axial aumenta consideravelmente. No corte ascendente, o lead angle no início
da usinagem é 90° e no final da trajetória, esse mesmo ângulo é 0°. Devido à variação deste
ângulo, a componente axial (fig. 4.18a) aumenta aproximadamente 11 vezes quando comparado o
início e o final da trajetória circular.
86
As figuras 4.18b e 4.18c mostram as componentes de força radial e tangencial. Nota-se
nestas figuras que ocorreu uma vibração de baixa frequência. Em função da taxa de amostragem
em relação à rotação da ferramenta, pôde-se determinar que a vibração de baixa frequência
aconteceu em um período de aproximadamente 50 passagens de aresta de corte da ferramenta, ou
seja, aproximadamente 25 rotações da ferramenta. Esta vibração de baixa frequência permaneceu
em toda a trajetória da ferramenta e esse comportamento teve grande influência na rugosidade da
superfície (como será visto no item 4.4 deste trabalho) e desgaste da ferramenta, como já foi visto
nos itens 4.1 e 4.2. As figuras 4.18d, 4.18e, 4.18f mostram uma vista ampliada das componentes
das forças axial, radial e tangencial. Nota-se na figura que o comportamento das forças axial e
radial é mais uniforme quando comparado com a força tangencial o que comprova que nesta
estratégia ocorreram vibrações.
A figura 4.19 mostra as componentes da força de usinagem na estratégia descendente.
Nesta estratégia a região central da ferramenta fica em contato com o corpo de prova no início da
usinagem e nesta região a velocidade de corte é zero. Pode-se observar também na figura 4.19
que a magnitude das componentes da força é muito alta no início da usinagem, ou seja, quando o
Figura 4.18 - Fresamento ascendente. Componentes: a) Fax (força axial); b) Fr (força radial); c) Ft (força tangencial); d) força axial
amplificada; e) força radial amplificada e f) força tangencial amplificada
87
lead angle é próximo de zero. Provavelmente esse comportamento deve ter ocorrido devido a
diversos fatores: i) no início da usinagem o diâmetro efetivo da ferramenta e a velocidade de
corte são muito pequenos; ii) o ângulo de contato da ferramenta com a peça em uma rotação da
fresa é maior devido ao menor diâmetro efetivo; e iii) além da força necessária para a remoção do
cavaco, a ferramenta também tem que vencer a força necessária para a deformar plasticamente o
material devido à baixa ou nula velocidade de corte nesta região.
Observa-se algumas mudanças de direção nas componentes Fc e Fr, mostradas nas figuras
4.19b e 4.19c, devido à alteração do contato da ponta da ferramenta com a superfície usinada.
Entretanto, esta estratégia de usinagem propiciou uma estabilidade muito maior quando
comparado com a estratégia ascendente, como mostrado nas figuras 4.18b e 4.18c e esse
resultado mostra um comportamento contrário ao relatado na literatura. Não se vê nas figuras
4.19b e 4.19c aquela variação de força de baixa frequência que se viu nas figuras 4.18b e 4.18c.
O resultado desta estabilidade, apresentado no corte descendente, propiciou superfícies com
melhor acabamento e também maior vida da ferramenta conforme será mostrado no item 4.4.
Figura 4.19 - Fresamento descendente. Componentes: a) Fax (força axial); b) Fr (força radial); c) Ft (força tangencial) d) força axial
amplificada; e) força radial amplificada e f) força tangencial amplificada
88
As figuras 4.19d, 4.19e, 4.19f mostram uma vista ampliada das componentes das forças
axial, radial e tangencial. Nota-se na figura que o comportamento da força axial é mais uniforme
quando comparado com as forças radial e tangencial, o que mostra sinais de vibração. Quando
compara-se a usinagem descendente com a ascendente, nota-se que a usinagem ascendente
apresentou maiores vibrações devido a irregularidade do sinal.
Souza et al. (2014a) testaram o fresamento de superfícies cilíndricas de aço AISI P20 (30
HRc) com ferramentas de ponta esférica, usando estratégias descendente e ascendente. Neste
trabalho foi constatado que a força axial (Fax), no início da usinagem descendente, foi 10% maior
quando comparado com a força radial (Fr). No final da trajetória da ferramenta, a força radial (Fr)
apresentou valores 20% maiores quando comparado com a força axial (Fax). Este resultado
mostra que a variação do diâmetro efetivo de corte e também da velocidade de corte, que ocorre
durante a trajetória de ferramenta, ocasiona a mudança da direção da força de usinagem
resultante. Pode-se também verificar neste trabalho que não ocorreram vibrações significativas na
usinagem do material P20, tanto na estratégia descendente como na ascendente.
Por outro lado, no presente trabalho que estudou o processo de fresamento de aço AISI D6
com ferramenta de ponta esférica, a força axial (Fax) foi aproximadamente 3 vezes maior do que a
força radial (Fr) no início da usinagem no corte descendente. No final da trajetória da usinagem, a
força radial (Fr) e a força de corte (Fc) foram ligeiramente maiores que a força axial (Fax). Na
usinagem em fresamento com ferramenta de ponta esférica do aço AISI D6, à medida que o lead
angle diminui, a força axial aumenta e, quando esse ângulo é próximo de zero, a força axial é
muito maior quando comparada com a força de corte e força radial. A força radial e a força de
corte são responsáveis pela flexão e vibração da ferramenta.
Souza et al. (2014a) verificaram que na usinagem do aço AISI P20 quando o lead angle era
próximo de zero, ou seja, quando a ponta da ferramenta estava na região do corte e,
consequentemente, com a ocorrência de deformação plástica, a força axial foi aproximadamente
4 vezes maior quando comparada com a ferramenta posicionada com lead angle próximo de 90°
(máximo diâmetro efetivo e apenas a remoção do cavaco sem deformação plástica significativa).
Na usinagem do aço AISI D6, a força axial diminuiu aproximadamente 15 vezes a partir do
lead angle de 90° até 0° (início e final do caminho da ferramenta) como pode ser visto na figura
4.19a. O fenômeno de deformação plástica é muito mais intenso no fresamento de aço D6 com 60
HRc do que no fresamento de aço AISI P20 com 30 HRc. Essa relação pode ser observada entre
89
o material e o efeito da deformação plástica. A relação de dureza entre os materiais é 2 vezes e a
força axial teve uma variação de 3,75 vezes na comparação do corte destes dois materiais
A figura 4.20 mostra a variação força axial na estratégia de usinagem circular descendente.
Pode-se observar na figura que, no início da usinagem, a força axial obteve sempre valores
positivos, não retornando para o ponto zero entre os intervalos de atuação das arestas de corte da
ferramenta. Nesta região o diâmetro efetivo de corte é muito pequeno e o ângulo de contato da
ferramenta é muito grande, fazendo com que sempre uma parte da ferramenta estivesse na região
do corte. Com isso pode-se afirmar que a ponta da ferramenta esteve sempre em contato com a
peça e nesta região ocorreu, além do corte de material, deformação plástica, fatores que
impediram que a força axial chegasse a zero. Durante o decorrer da trajetória de usinagem, o lead
angle foi aumentando e o corte tornou-se intermitente. Pode-se notar na figura que, no decorrer
da trajetória de usinagem, a força axial chegou a zero nos intervalos de atuação entre uma aresta e
outra.
Na usinagem ascendente a força axial não teve o mesmo comportamento, quando
comparado com o corte descendente, devido ao diâmetro efetivo de corte ser maior e a ponta da
ferramenta não estar envolvida no corte durante toda a trajetória.
Figura 4.20 - Usinagem Descendente: Fax e a ponta da ferramenta
envolvida no corte previnem a vibração
90
Devido aos fatores mencionados, a estratégia de usinagem descendente iniciou o corte em
uma condição estável (força na direção axial não provoca flexão da ferramenta) e esta
estabilidade foi mantida até o final da usinagem.
Por outro lado, na estratégia ascendente a usinagem teve início em uma condição
desfavorável à estabilidade devido ao maior diâmetro efetivo da ferramenta e, consequentemente,
maiores forças radial e tangencial quando comparadas com a força axial, como pode ser visto na
figura 4.18. Com maiores força radial e tangencial, condições ideais para excitação de vibração, a
ferramenta flexionou no início do corte, gerando vibração, que permaneceu até o final da
trajetória de usinagem.
Além da oscilação de força no intervalo entre a ação de cada aresta de corte, foi observada
uma vibração de baixa frequência, aproximadamente a cada 25 revoluções da ferramenta. Esta
vibração de baixa frequência pode ter sido gerada pela dificuldade da ferramenta cisalhar o
material devido à flexão da mesma. Na estratégia ascendente, a força axial aumenta
consideravelmente no final da trajetória, o que favoreceu a redução da flexão da ferramenta, mas,
mesmo esta redução da flexão não foi suficiente para eliminar a vibração de baixa frequência.
Porém, observou-se diminuição dos valores de rugosidade nesta região, como será visto no item
4.4.
Com estes resultados pode-se afirmar que quando a ponta da ferramenta está atuando no
corte e, consequentemente, a força axial é muito maior do que a força de corte e força radial, a
ponta da ferramenta pressiona a peça e esta condição impede a flexão da ferramenta, gerando um
processo de usinagem mais estável.
4.4 Rugosidade – Primeira Fase de Experimentos
A figura 4.21 mostra a rugosidade nas estratégias de usinagem circular nas condições
descendentes e ascendentes. Para a avaliação da rugosidade, a superfície do corpo de prova foi
dividida em três regiões, conforme mostrado na figura 3.8.
Nota-se que os valores de rugosidade na região 1, quando comparado o corte ascendente e
descendente, são semelhantes. Na região 1 na condição descendente, a ferramenta atua com a
região central causando deformação plástica do material da peça. Nesta condição a velocidade de
corte nesta região é zero, prevalecendo assim a conformação do material da peça. Esta condição
91
de usinagem faz com que a força axial aumente consideravelmente, quando comparado com a
estratégia ascendente (ver figuras 4.18 e 4.19).
No fresamento ascendente, embora o diâmetro efetivo de corte seja pequeno, o centro da
ferramenta não está envolvido no corte, ocasionando menor força axial (ver figuras 4.18 e 4.19)
quando comparado com a usinagem descendente.
Os resultados apresentados na figura 4.21 mostram que a variação da força no sentido axial
não causa variações na rugosidade, pois a força axial não induz à flexão da ferramenta. Pode-se
notar também na figura 4.21 que na usinagem descendente, a região 1 apresentou rugosidade
maior quando comparada com as outras duas regiões do corpo de prova. Este resultado se deve ao
fato da presença da deformação plástica e da baixa (ou nula) velocidade de corte nesta região. A
medida que a ferramenta descreve a trajetória de usinagem, a velocidade de corte aumenta devido
à variação do diâmetro efetivo, cessando assim a deformação plástica e, portanto, a rugosidade
diminui.
No fresamento ascendente, a rugosidade apresentou maiores valores nas regiões 2 e 3,
quando comparado com a usinagem descendente. Na usinagem ascendente, a ferramenta inicia o
corte com o diâmetro máximo e esta condição favorece a vibração de baixa frequência, como
ilustrado na figura 4.18, o que explica os maiores valores de rugosidade no fresamento
ascendente. Quando a ferramenta atinge a região 1 a ferramenta corta com diâmetro e velocidade
muito pequenas e a força axial aumenta consideravelmente. Assim, nesta região a rugosidade
passa a ser semelhante à obtida no corte descendente. A figura 4.18 mostra que a vibração de
baixa frequência ocorreu também durante o corte na região 1 (no final da trajetória da
ferramenta), mas como a componente axial é elevada, as forças radial e tangencial não
conseguem defletir a ferramenta e, consequentemente, as rugosidades apresentaram valores
semelhantes, tanto no corte ascendente e descendente.
92
A figura 4.22 mostra a rugosidade nas usinagens com inclinação de 5°, 45° e 85° na direção
perpendicular à trajetória da ferramenta. Pode-se notar na figura que em todas as inclinações as
usinagens ascendentes apresentaram valores de rugosidade maiores. Provavelmente esse
resultado se deve à menor força axial apresentada nas usinagens ascendente. Como mostrado
anteriormente, quando a força axial apresenta maiores valores, a rugosidade tende a ser menor,
devido à força axial estar na direção de maior rigidez da máquina.
0,38
0,47
0,17
0,73
0,22
0,58
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
LD5 LA5 LD45 LA45 LD85 LA85
Ru
gosi
dad
e -
Ra
(µm
)
Figura 4.21 - Rugosidade – 3 eixos descendente e ascendente
Figura 4.22 - Rugosidade – Usinagem com inclinações de 5°, 45° e 85° (descendente e ascendente)
0,56
0,15 0,24
0,52
0,72
0,51
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
Região 1 Região 2 Região 3
Ru
gosi
dad
e-R
a (µ
m)
Descendente Ascendente
93
4.5 Vida da ferramenta – Segunda Fase dos Experimentos
A figura 4.23 mostra a vida das ferramentas nas estratégias de usinagem utilizadas nos
experimentos. Em todos os experimentos o desgaste da ferramenta se dá somente em uma porção
da aresta devido à manutenção do ângulo de contato da ferramenta com a peça ao longo de uma
passada. Em todas as estratégias descendentes (5°, 45° e 85°) os diâmetros efetivos de corte
são menores quando comparado com as estratégias ascendentes, mas a velocidade de corte foi
mantida em todos os experimentos. Nota-se na figura que a estratégia que apresentou melhor
resultado foi a usinagem com inclinação de 5° na condição descendente. Nesta condição de
usinagem o contato da ferramenta com a peça se dá em um diâmetro muito pequeno (ver tabela
4.2), gerando alta força de corte na direção axial da ferramenta. Na verdade, apesar da tabela 4.2
mostrar que o diâmetro efetivo é 2,18 mm, o contato da ferramenta se estende desde o diâmetro
zero (contato do centro da ferramenta com a peça) até este diâmetro efetivo.
Então, a velocidade de corte média ao longo do contato é menor que a apontada na tabela
4.2. Na região central da ferramenta a velocidade de corte é zero, portanto ocorre conformação do
material da peça, gerando uma condição desfavorável para o processo. Esta estratégia de
usinagem demonstrou uma condição bastante estável e, mesmo que as componentes radial e
tangencial da força de usinagem tenham apresentado valores mais elevados quando comparados
com outras estratégias, a maior força axial manteve a estabilidade do processo e,
consequentemente, fez com que a vida da ferramenta fosse maior e a rugosidade apresentasse
menores valores, quando comparado com outras estratégias. Uma análise das componentes da
força de usinagem será realizada mais a frente.
Tabela 4-2 - Parâmetros de usinagem – fase 2
Fase 2 5° descendente 5° ascendente 45° descendente 45° ascendente 85° descendente 85° ascendente
Diâmetro efetivo
de corte (mm)
2,18 4,90 8,50 13,54 15,22 16,00
Rpm 23362 10394 5992 3761 3346 3183
Velocidade de
avanço - vf
(mm/min)
4672 2079 1198 752 669 637
94
Nota-se também na figura 4.23 que a única inclinação da ferramenta que apresentou melhor
resultado na estratégia descendente em comparação com a ascendente foi a estratégia com 5° de
inclinação, embora nesta condição de usinagem tenha ocorrido vibrações de baixa frequência,
como será mostrado no item 4.6. Em outras inclinações (45° e 85°) as estratégias descendentes
apresentaram vida semelhante ou pior quando comparada com a ascendente. Comparando-se as
figuras 4.24 e 4.25 (figuras que mostram as componentes axial, radial e tangencial da força de
usinagem para os cortes descendente e ascendente com 5o de inclinação), vê-se que o corte
descendente apresentou maiores variações das componentes da força de usinagem que o corte
ascendente. Portanto, não foi a vibração da ferramenta que fez o corte ascendente ter menor vida
da ferramenta quando a inclinação da ferramenta era de 5°. O maior fator de influência neste caso
foi a menor velocidade média do corte descendente. Como visto, a velocidade foi calculada de tal
maneira a ser a mesma para todos os ensaios levando em conta o diâmetro efetivo. Porém, a
variação do diâmetro de contato é muito grande nos cortes com 5° de inclinação (em especial no
corte descendente), fazendo com que o diâmetro médio de contato no corte descendente fosse
bem menor que no corte ascendente. Esta também é a razão para que o corte descendente com 5°
de inclinação da ferramenta gerasse a vida mais longa da ferramenta dentre todos os ensaios. Este
ensaio é que realizava o corte com a menor velocidade de corte média. Já nos cortes com 45° e
Figura 4.23 - Vida da ferramenta – fase 2
3477
2696
2341
3086
1916 1916
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
CD5 CA5 CD45 CA45 CD85 CA85
Vo
lum
e d
e m
ate
rial
re
mo
vid
o (
mm
3)
95
85° de inclinação da ferramenta, a variação percentual do diâmetro ao longo do contato da
ferramenta com a peça foi menor, fazendo com que a diferença entre as velocidades médias dos
cortes ascendentes e descendentes não fosse tão grande. Assim, outros fatores influenciaram na
vida da ferramenta e, consequentemente, a vida da ferramenta no corte descendente com estas
inclinações não foi maior que no corte ascendente. Os resultados de vida da ferramenta com a
manutenção da velocidade de corte foram diferentes dos ensaios com a variação da velocidade de
corte mostrados no item 4.1, o que comprova a importância deste parâmetro para o processo
(primeira fase dos experimentos). Naquele item, com a variação da velocidade de corte, à medida
que a ferramenta percorria a trajetória circular da peça em função da alteração do diâmetro
efetivo e a manutenção do avanço por dente (fz), todas as estratégias descendentes apresentaram
melhores resultados quando comparadas com as ascendentes. Já com a manutenção da velocidade
de corte e do avanço por dente (fz), a única estratégia descendente que apresentou melhor
resultado foi com inclinação de 5°. Isto comprova a importância da velocidade de corte na vida
da ferramenta.
Nas estratégias descendentes com inclinações de 45° e 85°, a vida da ferramenta pode ter
sido influenciada pela variação das forças tangencial e radial. Na usinagem ascendente, as forças
Figura 4.24 - Força axial, força radial e força tangencial – 5° descendente
Figura 4.25 - Força axial, força radial e força tangencial – 5° ascendente
96
tangencial e radial apresentaram menor variação durante a usinagem e também valores
ligeiramente inferiores, quando comparados com os das estratégias descendentes, como podem
ser visto nas figuras 4.26 e 4.27. Estes resultados influenciaram positivamente a vida da
ferramenta.
As maiores variações na vida da ferramenta quando se compara os cortes ascendente e
descendente ocorreram nas estratégias com lead angle de 5° e 45°. Nas estratégias com lead
Figura 4.26 - Força axial, força radial e força tangencial – 45° descendente e ascendente
Figura 4.27 - Força axial, força radial e força tangencial – 85° descendente e ascendente
97
angle de 85° (ascendente e descendente), a variação do diâmetro efetivo foi a menor dentre as
estratégias (cerca de 5%). Como a velocidade de corte foi mantida e a variação do diâmetro
efetivo foi pequena, as forças tangencial e radial apresentaram valores semelhantes e, com isso,
não ocorreu alteração na vida da ferramenta, quando comparada a estratégia ascendente com a
descendente.
Concluindo a análise da figura 4.23, pode-se verificar que, quanto maior o diâmetro efetivo
(quanto maior a inclinação da ferramenta em relação à peça), menor a vida da ferramenta, em
especial no corte descendente, mesmo mantendo-se constante a velocidade de corte. Esse
resultado foi também verificado nos ensaios com usinagem em superfície plana (ver item 4.1).
Isto se deve a dois fatores: a) a variação maior do diâmetro de contato que ocorre quando o
diâmetro efetivo é menor - este fator, como já citado foi mais importante quando se teve 5° de
inclinação; b) a diminuição da estabilidade da ferramenta - a medida que se aumentou o ângulo
de inclinação da ferramenta, a componente axial (direção rígida) da força diminuiu (ver figuras
4.24 a 4.27). Com isto, apesar das forças tangencial e radial também terem diminuído, tem-se
maior vibração da ferramenta porque ficou mais fácil para as forças perpendiculares ao eixo da
ferramenta fleti-la para o lado, dada a menor força axial. Isto influenciou negativamente a vida da
ferramenta. Este fator foi mais importante quando se passou de 45° para 85° de inclinação da
ferramenta.
Portanto, em termos de vida da ferramenta, quando se for usinar uma superfície circular
convexa com diâmetro efetivo constante (isto é, com programação em 4 eixos) sempre que
possível, a inclinação entre o eixo da ferramenta e uma reta perpendicular à superfície da peça
usinada deve ser a menor possível (menor lead angle).
A figura 4.28 mostra a superfície de folga da ferramenta na usinagem com lead angle de 5°
descendente. Nota-se nesta figura que o desgaste predominante foi o desgaste de flanco que é o
tipo de desgaste mais comum durante o processo de usinagem. Observa-se também na figura 4.28
que ocorreu aderência do material da peça na aresta da ferramenta. Isto é comprovado pela
análise EDS que mostra que o material predominante desta camada aderida é o ferro (que está
presente no material da peça usinada). Foi encontrado também cromo (elemento de liga do aço
AISI D6) e alumínio que é parte da cobertura da ferramenta. Nota-se na figura 4.28 que o
mecanismo de desgaste predominante foi o mecanismo de aderência. Segundo Trent e Wright
(2000), o mecanismo de desgaste por aderência pode ocorrer tanto em baixas como em altas
98
velocidades de corte, desde que ocorra fluxo irregular de cavaco. Nesta estratégia, as forças
tangencial e radial apresentaram vibrações de baixa frequência (figura 4.24), o que propicia a
condição favorável para o desgaste por attrition. Esta vibração gerou um fluxo irregular de
cavaco, causando a extrusão do material da peça na região de formação do cavaco entre
ferramenta e peça e a subsequente aderência deste material extrudado na superfície de folga da
ferramenta. O mecanismo de aderência pode ser incentivado por outro fenômeno que inicia o
processo de desgaste, que pode ser responsável pela remoção da cobertura da ferramenta,
aumentando assim o atrito da ferramenta em contato com a peça. Mas pode-se concluir que, na
usinagem com lead angle de 5° e estratégia descendente, o mecanismo de desgaste predominante
foi a aderência (attrition).
A figura 4.29 mostra a superfície de folga da ferramenta utilizada nos experimentos com
lead angle de 5° na condição ascendente. Nota-se na figura que ocorreu pouca aderência do
material da peça na superfície de folga da ferramenta (quando comparada com a usinagem
descendente). Outro fato que pode ser notado é que, na análise de EDS, embora na superfície da
ferramenta haja a presença de ferro e cromo (que são materiais presentes no corpo de prova), o
material predominante foi o tungstênio. Com isso pode-se deduzir que, embora tenha ocorrido
aderência (em menor proporção do que no corte descendente), ocorreram também
microlascamentos que contribuíram para a remoção da cobertura da ferramenta, fazendo com que
o substrato ficasse exposto. Estes microlascamentos incentivaram o desgaste de flanco, fazendo
com que a vida da ferramenta chegasse ao fim. Outro fato que pode ser notado nas figuras 4.28 e
4.29 é que o desgaste da ferramenta ocorreu em regiões distintas. No corte descendente, o
desgaste da ferramenta ficou mais próximo do centro quando comparado com o corte ascendente.
Isso comprova que na usinagem descendente a remoção do material da peça, devido ao menor
diâmetro efetivo médio, envolveu, além do corte, também a conformação de material e na
usinagem ascendente não ocorreu a conformação do material da peça devido ao fato de o centro
da ferramenta não estar envolvido no corte, ou se ela ocorreu, foi em menores proporções.
Considerando que o desgaste ocorre em regiões distintas da aresta de corte, quando compara-se o
corte descendente com o ascendente, pode-se sugerir como opção uma estratégia mista visando
um aumento na vida da ferramenta, isto é, a ferramenta cortaria em uma passada com corte
descendente concordante e na próxima com corte ascendente discordante. Embora a vida da
99
ferramenta no corte discordante seja menor, a estratégia mista é uma alternativa viável em função
da redução do tempo passivo.
Ainda com relação às figuras 4.28 e 4.29, pode-se notar que a direção do avanço
influenciou a evolução do desgaste da ferramenta, mas o mecanismo de desgaste permaneceu o
mesmo tanto na usinagem ascendente como na descendente. Portanto, as duas estratégias
apresentaram desgaste de flanco, com microlascamentos e aderência (attrition). Porém, no corte
ascendente os microlascamentos foram mais importantes que o attrition na formação do desgaste
de flanco da ferramenta.
A figura 4.30 mostra a aresta de corte desgastada em uma vista da superfície de saída da
ferramenta utilizada nos experimentos com lead angle de 5° descendente. Nota-se nesta figura
que na região mais próxima ao centro da ferramenta ocorreu aderência do material da peça na
Figura 4.28 - Superfície da folga da ferramenta – 5° descendente
Figura 4.29 - Superfície da folga da ferramenta – 5° ascendente
100
superfície de saída da ferramenta. Ao longo da aresta, o material predominante, comprovado pela
análise de EDS, foi o tungstênio. Isto comprova que o substrato da ferramenta ficou exposto.
Provavelmente, a remoção da cobertura da ferramenta foi incentivada pela vibração de baixa
frequência, observada nesta estratégia de usinagem (figura 4.24). Na região central da ferramenta
a velocidade de corte é zero, portanto, nesta região a remoção do material da peça ocorreu por
conformação.
O material do corpo de prova apresentava elevada dureza (60 HRc), e consequentemente,
pouca ductilidade. Mesmo com esta situação desfavorável, ocorreu a adesão de material sobre a
superfície de folga da ferramenta devido à extrusão do material entre a ferramenta e a peça. Outro
fator que incentivou a aderência foi a deformação plástica do material devido à baixa velocidade
de corte na região central da ferramenta.
A figura 4.31 mostra a aresta de corte desgastada na superfície de saída da ferramenta, da
usinagem com lead angle de 5° ascendente. Pode-se notar também nesta figura que ocorreram
microlascamentos ao longo da aresta. Pela análise de EDS, pôde-se observar que ocorreu pequena
adesão do material da peça, devido à pequena presença de ferro. Os outros materiais
predominantes são o tungstênio, titânio e alumínio, presentes na camada de cobertura da
ferramenta. Isto comprova que a exposição do substrato da ferramenta em algumas regiões da
aresta, embora tenha ocorrido devido à presença de microlascamentos ao longo da aresta, não foi
intensa, pois ainda se tinha muito material da cobertura da ferramenta presente na região de
desgaste. Os microlascamentos na aresta de corte também contribuíram para que a ferramenta
perdesse a sua forma original. Na estratégia com lead angle de 5° ascendente, o gráfico de força
não apresenta as vibrações de baixa frequência com a mesma intensidade das que foram
observadas na usinagem descendente (figura 4.25), mas devido à presença de microlascamentos,
pode-se afirmar que nesta estratégia ocorreram também vibrações.
Conforme relatado anteriormente, ocorreu variação do diâmetro efetivo de corte quando
comparado os cortes descendente e ascendente. O desgaste da ferramenta utilizada no corte
descendente ocorreu mais próximo do centro do inserto, quando comparado com o corte
ascendente, mas o tipo do desgaste foi semelhante para as duas estratégias. O tipo de desgaste
predominante foi o desgaste de flanco com alguma aderência de material (atrittion). Com o lead
angle de 5°, a velocidade de corte é muito pequena (ou zero em algumas regiões) e com isto a
101
deformação plástica é incentivada, facilitando a extrusão do material entre a ferramenta e a peça.
Esta condição favorece a adesão e, consequentemente, o atrittion.
As figuras 4.32 e 4.33 mostram as superfícies de folga das ferramentas utilizadas nos
ensaios com lead angle de 45° nas direções descendente e ascendente, respectivamente. Nestas
figuras pode-se notar que o tipo de desgaste predominante foi o desgaste de flanco e o
mecanismo causador de desgaste foi também a aderência (attrition). As arestas mostradas nas
figuras 4.32 e 4.33 foram analisadas em microscopia eletrônica de varredura (MEV) com a
utilização de espectroscopia de energia dispersiva (EDS). Nestas arestas pode-se notar que existe
a presença de ferro e cromo, que são materiais encontrados no corpo de prova, o que comprova a
Figura 4.30 - Superfície de saída da ferramenta – 5° descendente
Figura 4.31 - Superfície de saída da ferramenta – 5° ascendente
102
aderência do material da peça na ferramenta. Esse material é removido ciclicamente da
ferramenta pelo movimento relativo entre a aresta de corte e a peça. Esta remoção leva partículas
da ferramenta incentivando o desgaste.
Nota-se também nas figuras que em algumas regiões foi encontrado o material do substrato
da ferramenta (tungstênio), não sendo encontrado o material da cobertura da ferramenta, o que
prova que a remoção do material da peça aderido na ferramenta provocou o desgaste. Os gráficos
de força gerados pelos ensaios com o lead angle de 45° mostram que no corte descendente a
força axial apresentou valores mais elevados quando comparado com o corte ascendente (figura
4.26), mas a variação da força foi menor, o que comprova a maior estabilidade nesta condição.
Outro fato que pode ser notado no gráfico de força (figura 4.26) é que no corte descendente a
força axial apresentou valores mais elevados, como também as forças tangencial e radial,
favorecendo o mecanismo de desgaste por attrition. Provavelmente estes fatores podem ter
contribuído para a menor vida da ferramenta apresentada no corte descendente (ver figura 4.23).
Figura 4.32 - Superfície da folga da ferramenta – 45° descendente
Figura 4.33 - Superfície da folga da ferramenta – 45° ascendente
103
As figuras 4.34 e 4.35 mostram as superfícies de saída das ferramentas utilizadas nos
ensaios com lead angle 45° nas estratégias descendente e ascendente, respectivamente. As figuras
mostram que a aresta de corte da ferramenta sofreu alguma variação em relação a sua forma
original, causada pelos microlascamentos e aderência do material da peça, provavelmente
incentivado pelo attrition.
As figuras 4.36 e 4.37 mostram as arestas de corte (vistas da superfície de folga) utilizadas
na estratégia de usinagem com a superfície inclinada 85° nas condições descendente e
ascendente. Nota-se nestas figuras que as regiões desgastadas apresentam porções do material da
Figura 4.34 - Superfície de saída da ferramenta – 45° descendente
Figura 4.35 - Superfície de saída da ferramenta – 45° ascendente
104
peça aderido na superfície e também a presença do material do substrato da ferramenta. Isto
comprova que o mecanismo de desgaste apresentado nesta estratégia é o mesmo apresentado nos
outros ensaios, isto é, o principal mecanismo de desgaste foi o attrition incentivado pela vibração
ocorrida nesta estratégia. A vida da ferramenta não apresentou diferença quando comparados os
cortes descendente e ascendente (ver figura 4.23), provavelmente devido à pequena variação de
diâmetro efetivo entre os cortes descendentes e ascendentes (aproximadamente 5%).
As figuras 4.38 e 4.39 mostram as superfícies de saída das ferramentas utilizadas nas
estratégias de usinagem com lead angle de 85°, nas direções descendente e ascendente. Nota-se
nas figuras que a forma da aresta de corte da ferramenta foi alterada em função dos
microlascamentos e aderência do material da peça. Embora a superfície de saída da ferramenta na
estratégia ascendente apresente lascamentos maiores, a vida da ferramenta não foi afetada,
quando comparada às estratégias com lead angle de 85° descendente. Esta inclinação da
Figura 4.36 - Superfície da folga da ferramenta – 85° descendente
Figura 4.37 - Superfície da folga da ferramenta – 85° ascendente
105
ferramenta apresentou piores valores de vida da ferramenta (ver figura 4.23) devido ao maior
diâmetro efetivo ter contribuído para o surgimento de vibrações, incentivando os
microlascamentos e aderência, com isso acelerando o desgaste da ferramenta.
4.6 Rugosidade – Fase 2
Conforme descrito anteriormente, a rugosidade foi avaliada na direção perpendicular à
trajetória da ferramenta no início de sua vida útil. A rugosidade máxima teórica foi calculada pela
equação 2 e obteve-se a rugosidade teórica de 1,4µm. A figura 4.40 mostra as rugosidades
Figura 4.38 - Superfície de saída da ferramenta – 85° descendente
Figura 4.39 - Superfície de saída da ferramenta – 85° ascendente
106
obtidas em todos os experimentos. A figura mostra que a variação do lead angle e a direção da
usinagem (ascendente e descendente) influenciou diretamente a rugosidade. Pode-se notar na
figura que as únicas estratégias que apresentaram valores de rugosidade adequados para
usinagem de matrizes e moldes, conforme Souza, et al. (2014b), foram as estratégias com lead
angle de 5° e 45° nas condições descendentes. Nestas duas condições, as rugosidades
apresentadas foram apenas um pouco maior do que o valor teórico. Nas outras condições de
usinagem os valores de rugosidade obtidos nos experimentos foram bem maiores que o teórico,
comprovando que a rugosidade foi influenciada por alguma instabilidade no processo.
O efeito de sulcamento (ploughing) não influenciou na rugosidade, visto que a condição de
usinagem com lead angle de 5° na condição descendente apresentou menores valores de
rugosidade, resultado oposto ao trabalho apresentado por Souza et al. (2014a), que investigou o
processo de fresamento com ferramenta de ponta esférica na usinagem do aço AISI P20 com 30
HRc. O sulcamento (ploughing) ocorre mais severamente com lead angle 5° descendente, pois
quando o lead angle é zero, o centro da ferramenta está na região de corte. No sentido
descendente, a componente axial da força (que está na direção mais rígida do sistema) é elevada,
conforme mostrado na figura 4.24, e parte do material da peça é conformado. Este fato pode ser
notado na figura 4.41. No corte ascendente, a ferramenta é puxada para fora do eixo árvore e a
2,00
7,84
1,55
6,67 7,03 6,77
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
CD5 CA5 CD45 CA45 CD85 CA85
Ru
gosi
dad
e e
m R
z (µ
m)
Figura 4.40 - Rugosidade apresentada em todos os experimentos da fase 2
107
razão entre Fy (que é uma composição das componentes mostradas Fr e Ft) e Fax é mais elevada,
o que aumenta a possibilidade da ferramenta fletir e, consequentemente, vibrar. No corte
descendente, a ferramenta é empurrada contra o eixo-árvore da máquina e a relação entre Fy e Fax
apresenta menores valores quando comparado com a usinagem ascendente, o que torna a flexão
da ferramenta mais difícil.
Quando o lead angle se aproxima de 90°, o vetor normal à superfície usinada torna-se
perpendicular ao eixo da ferramenta. Nesta condição a ponta da ferramenta não está envolvida no
corte e a direção de avanço (ascendente ou descendente) não influencia a rugosidade.
A figura 4.42 mostra o perfil de rugosidade nas estratégias com lead angle de 5° nas
estratégias descendente a ascendente. Nota-se na figura 4.42 que o perfil de rugosidade
apresentado no corte descendente é mais irregular quando comparado com o corte ascendente,
mas apresenta menores valores de rugosidade. Nota-se também na figura que a distância entre
picos de rugosidade na estratégia ascendente foi exatamente o valor da penetração de trabalho
(ae=0,3mm), uma vez que a rugosidade foi avaliada perpendicularmente à direção de avanço.
Para explicar esta ocorrência, é necessário avaliar as figuras 4.24 e 4.25. Pode-se ver nestas
figuras que a força mostrada no corte descendente apresentou um comportamento com maiores
irregularidades, quando comparado com o corte ascendente, provavelmente devido ao fenômeno
de sulcamento (ploughing) que ocorre no corte descendente. Como relatado anteriormente, a
Figura 4.41 - Comportamento da força axial – fase 2
108
maior razão entre Fax e Fy aconteceu no corte descendente. O maior valor de Fy não causou
maior valor de rugosidade, mas causou um perfil de rugosidade com maiores irregularidades
conforme pode ser visto na figura 4.42. Para a usinagem ascendente, a flexão da ferramenta foi
maior devido à menor relação entre Fax e Fy (o que fez a ferramenta penetrar mais
profundamente no material), mas sempre apresentou valores semelhantes em todas as revoluções
da ferramenta, o que fez a rugosidade apresentar valores elevados, mas com perfil regular (figura
4.42 b).
Um fenômeno muito semelhante aconteceu para a rugosidade obtida no experimento com
lead angle de 45 °, conforme mostra a figura 4.43. O corte descendente apresentou um perfil
mais irregular em termos de distância entre os picos, mas com menores valores. Mais uma vez, a
distância entre os picos no corte ascendente era igual ao valor da penetração de trabalho (ae=0,3
mm). Nesta estratégia a deformação plástica e o ploughing não ocorrem, uma vez que o centro da
ferramenta não está envolvido no corte. Na usinagem ascendente, a força axial apresenta menores
valores (ver figura 4.26) e os valores de Fy crescem. Com isso, a razão entre Fax e Fy apresenta
menores valores na usinagem ascendente.
Figura 4.42 - Perfil de rugosidade a) 5° descendente b) 5° ascendente - fase 2
109
Portanto, a flexão da ferramenta durante a usinagem ascendente era maior e não se alterou
com a revolução ferramenta. Para o corte ascendente, a ferramenta sempre trabalhou com um
maior desvio, mas com comportamento constante. A ferramenta trabalhou mais fletida
penetrando no material, causando um perfil de rugosidade mais profundo e, consequentemente,
Figura 4.43 - Perfil de rugosidade a) 45° descendente b) 45° ascendente - fase 2
Figura 4.44 - Componente Ft a) 45° descendente b) 45° ascendente - fase 2
110
gerando o alto valor de rugosidade da superfície obtido nesta condição. As irregularidades do
perfil obtido com o corte descendente podem ser atribuídas à variação dos valores da componente
Fy, que foi causada pela variação da posição da ferramenta cada vez que uma aresta tocava a
peça (figura 4.44 a).
Os piores valores de rugosidade da peça foram obtidos quando o lead angle foi de 85 °.
Não há nenhuma diferença significativa de Fy (composição de Ft e Fr) entre 45 ° e 85 ° (figuras
4.26 e 4.27), mas as estratégias com lead angle de 85 ° tiveram a menor força axial (Figura 4.27).
Portanto, a rugosidade superficial elevada obtida nos experimentos com este lead angle é devido
ao baixo valor da componente axial da força. Quando o componente axial da força é elevado
(como quando foi utilizada 5o de lead angle) é mais difícil fletir a ferramenta em um plano
perpendicular ao eixo da ferramenta. Com valores pequenos de força axial, mesmo pequenas
forças perpendiculares ao eixo da ferramenta causam flexão da ferramenta e, consequentemente,
prejudicam o acabamento da superfície.
Portanto pode-se concluir que para obtenção de baixos valores de rugosidade em operações
de fresamento de superfícies complexas, mantendo constante o diâmetro de contato da ferramenta
com a peça e também a velocidade de corte, é necessário que a força tangencial seja pequena, de
modo a ter baixa flexão da ferramenta. Além disso, elevada força axial também contribui para
minimizar a flexão da ferramenta. Esta menor flexão pôde ser observada nas estratégias com lead
angle de 5° e 45° ambas no corte descendente. Para isto, o corte de uma matriz em ambiente
industrial com máquina de 5 eixos de programação, pode ser feito variando o lead angle entre
estes dois valores de tal forma a distribuir o desgaste da ferramenta em uma porção maior da
aresta de corte, independentemente da geometria da peça.
4.7 Força de corte – Fase 2
Conforme mostrado na figura 4.24, pode-se notar que o comportamento da força foi
bastante instável, provavelmente devido à vibrações de baixa frequência ocorrido na estratégia
com 5° descendente. Essas vibrações, que se evidenciavam pela variação dos componentes da
força de usinagem apresentaram um período aproximado de 48 voltas da ferramenta.
111
Pode-se notar também na figura 4.24 que a força axial atingiu maiores valores, quando
comparado com a estratégia ascendente (figura 4.25), provavelmente devido ao diâmetro efetivo
ser menor e, consequentemente, maior ângulo de contato. Outra justificativa da força de corte ser
maior no corte descendente é que nesta condição de usinagem tem-se maior deformação plástica
do material devido ao menor diâmetro efetivo.
Esta maior força axial conferiu ao processo maior rigidez e, consequentemente, influenciou
a vida da ferramenta, mostrando ser a estratégia mais indicada quando o principal objetivo é
maior vida da ferramenta.
Conforme apresenta a figura 4.25, nota-se que o comportamento da força foi mais estável
no corte ascendente, quando comparado com a estratégia com mesmo lead angle na condição
descendente. Outro fato que pode ser notado é que a vibração de baixa frequência ocorreu
aproximadamente a cada 110 voltas da ferramenta, mostrando uma intensidade menor quando
comparado com o corte descendente. O perfil de rugosidade apresentado nesta estratégia (item
4.7) apresentou um comportamento bastante regular, ficando claro que o perfil de rugosidade foi
gerado pela penetração de trabalho (ae) em passadas sucessivas, visto que a rugosidade foi
avaliada na direção perpendicular à trajetória da ferramenta. Outro fato que pode ser notado é que
quanto menor a força axial, maior a probabilidade do surgimento de instabilidades que
comprometem a vida da ferramenta. Na estratégia descendente (figura 4.24), a força axial
apresentou valores acima de 600N e na estratégia ascendente (figura 4.25) esses valores ficaram
próximos de 400N.
Quanto maiores as forças tangencial e radial, maior a flexão da ferramenta. Na estratégia de
usinagem descendente essas forças apresentaram maiores valores de pico, mas com um
comportamento bastante irregular (acima de 600N – figura 4.24) e na usinagem ascendente essas
forças apresentaram valores próximos de 400 N, mas com um comportamento mais regular
quando comparado com o corte descendente. Na condição de usinagem descendente, o perfil de
rugosidade gerado é bastante irregular e na usinagem ascendente o perfil mostra nitidamente a
aresta de corte atuando sobre o material (a distância entre picos de rugosidade é exatamente a
profundidade radial ae = 0,3 mm). Analisando os resultados de vida da ferramenta (figura 4.23),
pode-se afirmar que as vibrações de baixa frequência não influenciaram negativamente a vida da
ferramenta, devido à maior vida ter ocorrido na estratégia com inclinação de 5° descendente.
Comparando o corte descendente com o ascendente com lead angle de 5°, o corte descendente
112
apresentou maior vibração de baixa frequência e teve maior amplitude da força, mas teve menor
rugosidade, apresentando um perfil de rugosidade irregular (item 4.7). Provavelmente, a
rugosidade apresentou menores valores, na estratégia 5° descendente, devido à flexão da
ferramenta promover um achatamento dos picos de rugosidade. Assim, a vibração de baixa
frequência influenciou negativamente no perfil de rugosidade, mas influenciou positivamente no
valor da rugosidade. Com isso pode-se deduzir que a vibração de baixa frequência não tem
influência significativa na rugosidade da peça e na vida da ferramenta.
Segundo Diniz et al. (2014), a rugosidade pode ser influenciada pela vibração, pelo
diâmetro da ferramenta, pela penetração de trabalho (ae) e pela deformação plástica do material
(fluxo lateral de cavaco). Comparando os cortes descendente e ascendente com lead angle de 5°,
o corte descendente apresentou pior resultado em termos de vibração (vibração de baixa
frequência) e nesta condição a deformação plástica ocorre com mais intensidade, mas mesmo
assim apresentou melhores resultados de rugosidade e vida de ferramenta. Portanto, a usinagem
com lead angle de 5° com estratégia descendente é mais indicada que com estratégia ascendente.
Conforme mostrado na figura 4.26, a força axial na estratégia descendente apresentou
maiores valores e com comportamento mais uniforme quando comparado com a usinagem
ascendente quando o lead angle foi 45o. Esse comportamento já era esperado visto que na
usinagem descendente o diâmetro efetivo é 59% menor (quando comparado com a ascendente), o
que sugere maior deformação plástica do material a ser usinado. Em termos de rugosidade, a
usinagem descendente apresentou valores 200% menores. As maiores forças tangencial e radial
apresentadas na estratégia descendente justificam a menor vida apresentada nesta estratégia
(cerca de 31% menor).
Ainda com relação à força de usinagem, a figura 4.27 mostra como nas estratégias
anteriores, que a usinagem descendente apresentou força axial ligeiramente maior, quando
comparado com a usinagem ascendente quando o lead angle foi 45o. Outro fato que pode ser
notado na figura é que na estratégia ascendente as forças tangencial e radial apresentaram
comportamento mais estável quando comparado com a usinagem descendente, mas esta
estabilidade não gerou benefícios na vida e na rugosidade, visto que os resultados apresentados
não mostram diferença significativa (figuras 4.23 e 4.40).
113
Em termos de força de usinagem, pode-se notar um comportamento mais estável nas
estratégias ascendentes e com menores valores. Mesmo assim, não apresentaram valores de vida
e rugosidade que pudessem justificar a indicação de utilização destas estratégias.
114
5 CONCLUSÃO
Baseado no exposto neste trabalho, pode-se concluir, para condições similares àquelas aqui
testadas, que:
A maioria das estratégias descendentes das fases 1 e 2 apresentaram maior vida da
ferramenta devido à ferramenta iniciar o corte em uma condição com maior rigidez.
A estratégia de usinagem com trajetória circular 5 ° descendente (fase 2) apresentou maior
vida da ferramenta entre todas as estratégias experimentadas.
Nos cortes das superfícies planas com inclinações de 45° e 85° as vidas foram menores,
quando comparadas com as das inclinações de 5°, devido ao aumento da velocidade de corte ter
maior influência na vida da ferramenta do que a diminuição da deformação plástica.
As estratégias descendentes apresentaram maiores forças axiais devido ao diâmetro efetivo
de corte ser menor quando comparado com o das estratégias de usinagem ascendente.
Os resultados deste trabalho mostram que na usinagem de material endurecido com fresa de
ponta esférica, o centro da ferramenta em contato com a peça aumenta a vida da ferramenta e
melhora a rugosidade da superfície usinada, contradizendo as recentes descobertas relatadas na
literatura.
Em usinagens de superfícies cilíndricas, sempre que possível, pode-se utilizar uma
estratégia com variação de lead angle, pois esta variação distribui o desgaste ao longo da aresta
de corte.
Comparando as estratégias de usinagem com manutenção do lead angle, pode-se concluir
que a melhor estratégia para usinagem de material endurecido e superfície complexa é usando
estratégia descendente com o menor lead angle possível, mantendo constante o diâmetro de
contato da ferramenta, e consequentemente, velocidade de corte constante. Para esta condição, é
necessário uma máquina ferramenta com 4 ou 5 eixos. Esta condição, além de apresentar maior
vida da ferramenta, também apresentou menores valores de rugosidade, devido ao alto valor de
força axial. Outro ponto favorável nesta condição de usinagem é que a velocidade de avanço
aumenta significativamente em função da manutenção de velocidade de corte, reduzindo assim o
tempo de usinagem.
115
A maior vibração ocorrida nos cortes ascendentes foi responsável pela menor vida da
ferramenta.
Todas as estratégias testadas apresentaram o mesmo tipo de desgaste (desgaste de flanco) e
o mesmo mecanismo de desgaste (adesão/ attrition). A vibração da ferramenta que ocorreu no
fresamento ascendente simplesmente acelerou o mecanismo de desgaste e encurtou a vida útil da
ferramenta.
As rugosidades tiveram comportamento aleatório devido à vibrações no início de corte da
ferramenta, mas geralmente as estratégias de usinagem descendentes apresentaram menores
valores de rugosidade.
Na usinagem com 5 eixos, o sulcamento (ploughing) gerou uma força axial maior que a
força radial, ocasionando menores valores de rugosidade, menores vibrações da ferramenta e,
consequentemente, maior vida da ferramenta. Esta condição gerou um processo de usinagem
mais estável em fresamento de aço endurecido.
116
6 RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Como sugestão para trabalhos futuros mantendo essa linha de pesquisa, recomenda-se:
Testar uma estratégia de usinagem mista, ou seja, ascendente e descendente no mesma
estratégia;
Nas mesmas condições de usinagem, testar outros balanços de ferramentas;
Fazer testes similares aos realizados neste trabalho, mas com superfícies côncavas;
Analisar a influência do valor e do perfil da rugosidade na vida do molde ou matriz.
117
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