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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

Rodrigo Barros de Borba

ESTUDO DA INFLUÊNCIA DAS AFIAÇÕES

EM BROCAS ESCALONADAS DE CANAL RETO

NA FURAÇÃO DA LIGA DE ALUMÍNIO SAE 306

São João del-Rei, março de 2013

iii

Rodrigo Barros de Borba

ESTUDO DA INFLUÊNCIA DAS AFIAÇÕES

EM BROCAS ESCALONADAS DE CANAL RETO

NA FURAÇÃO DA LIGA DE ALUMÍNIO SAE 306

Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado da Universidade Federal de São João del-Rei como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. Área de Concentração: Materiais e Processos de Fabricação. Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão

São João del-Rei, março de 2013

iv

Ficha catalográfica elaborada pelo Setor de Processamento Técnico da Divisão de Biblioteca da UFSJ

vii

AGRADECIMENTOS

À Universidade Federal de São João del-Rei (UFSJ) e ao Departamento de Engenharia

Mecânica (DEMEC), pela oportunidade de realizar este curso.

À Fundição Brasileira de Alumínio (FBA), pelo fornecimento da liga fundida de alumínio.

Aos colegas do Laboratório de Engenharia Mecânica e do Programa de Pós-graduação

em Engenharia Mecânica (PPMEC), pelo apoio e contribuição direta ao trabalho

desenvolvido, principalmente Sergio Luiz Moni Ribeiro Filho, Camilo Lellis dos Santos,

Alessandra Olinda de Carvalho e Mônica Maria Jaques.

Aos colegas da TRW, pela ajuda durante esta caminhada, principalmente Sandro

Pereira da Silva, Jorge Lopes e Daniel Carvalho.

Ao meu orientador Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão, que sempre me incentivou muito

e esteve disposto e empenhado para que o trabalho fosse desenvolvido da melhor

maneira.

Aos Profs. Drs. Frederico Ozanan Neves e Túlio Hallak Panzera, pelos ensinamentos

durante todo o período acadêmico.

À minha mãe Enedi dos Santos Barros, meus irmãos e minha namorada Yane de Sá,

por todo carinho e apoio para que conseguisse vencer mais esta etapa na minha vida.

ix

Resumo

BORBA, R. B. Estudo da Influência das Afiações em Brocas Escalonadas de Canal

Reto na Furação da Liga de Alumínio SAE 306. 2013. Dissertação (Mestrado)-

Universidade Federal de São João del-Rei, São João del-Rei, 2013.

Furação é um dos processos mais importantes de toda manufatura. Entretanto, estudos

antigos e contemporâneos destacam a falta de conhecimento nesse processo,

principalmente para aplicação na usinagem de determinados materiais. Entre os

materiais que requerem mais estudos, destacam-se as ligas fundidas de alumínio, que

atualmente são largamente utilizadas na fabricação de componentes na área automotiva

devido às suas características físicas e químicas. A maioria das peças fabricadas na

indústria tem pelo menos um furo, surgindo a necessidade de estudos de diferentes

tipos de afiações, canais de remoção de cavaco e lubrificação, materiais que suportem

condições de altas temperaturas de corte e força durante a usinagem. As ferramentas

mais utilizadas nos processos de furação são brocas de canal helicoidais, em que

diversos estudos apresentam uma base de informações bem consolidada. Porém, nas

indústrias de autopeças, brocas de canal reto vêm sendo utilizadas há alguns anos. No

entanto, não existem muitos estudos relacionados a esse tipo de ferramenta. Neste

trabalho, foi realizada uma análise das brocas de metal duro com perfil de canal reto e

geometria escalonada com dois diâmetros, verificando-se a influência de três tipos de

afiações – “A”, “N” e “R” – e utilizando-se diferentes velocidades de corte e avanço.

Testes foram realizados com ferramentas com cobertura de TiN e sem cobertura, em

que todos os experimentos foram desenvolvidos com lubrificação permanente. As

respostas dos experimentos foram: força de avanço, torque, dimensões das rebarbas e

rugosidade. Os resultados de força de avanço e torque obtidos na região de interesse,

“Região 2”, foram maiores para a ferramenta de geometria “R” com cobertura. A

geometria “N” apresentou melhor estabilidade durante o monitoramento dos esforços,

porém a ferramenta afiação “A” com velocidades de corte superiores apresentou

melhores resultados de acabamento superficial.

Palavras-chave: alumínio SAE 306, furação, ligas alumínio-silício, brocas escalonadas,

broca de canal reto.

xi

Abstract

BORBA, R. B. Study of the influence in the sharpening of step drills with straight

flutes in the drilling of the SAE 306 Aluminum alloy. 2013. M.Sc Thesis (Thesis) -

Federal University of São João del-Rei, São João del-Rei, 2013.

Drilling is one of the most important processes in manufacturing in industries around the

world. Both established and contemporary studies, however, highlight the lack of

knowledge in this process, especially when applied to the machining of special materials.

Among the materials that require further study, molten aluminum alloys that are currently

widely used in the manufacture of components in the automotive industry can be

highlighted because of their physical and chemical characteristics. Most of the

components manufactured in the industry have at least one hole, which means that

studies are required on the different types of sharpening, channels for chip removal,

lubricants/coolants to minimize the high temperature conditions, and cutting forces during

machining. Drills with helical channels are the most widely used tools, providing several

studies and a base of information. In the auto parts industry, however, stepped drills with

straight channels have been used for some years, but not many studies have been

reported on the matter. In this work analyzed carbide step drills with a straight channel

geometry and different sharpening. The influence of three types of sharpening, “A”, “N”

and “R”, using different cutting and feed speeds was analyzed. Tests were performed on

TiN coated and uncoated tools and all experiments were developed with permanent

lubrication. The responses of the experiments were: cutting force, torque, burr height,

and surface roughness. The results for cutting force and torque obtained in Region 2

were higher for the coated tool with sharpening “R”. The tool with sharpening “N” showed

better stability during the monitoring of cutting efforts. However, the tool with sharpening

“A” showed the highest cutting speeds and the best surface finish of the work piece.

Key-words: SAE 306 aluminum, drilling, silicon aluminum alloys, stepped drills, drill

straight channel.

xiii

Lista de Figuras

Figura 2-1 - O fluxo da cadeia de produção do alumínio primário. ................................... 4

Figura 2-2 - Diagrama de fase ligas Alumínio-Silício. ....................................................... 8

Figura 2-3 - Diagrama de equilíbrio da liga Al-Si. ........................................................... 14

Figura 2-4 - Detalhe da cinemática do processo de furação em cheio. .......................... 19

Figura 2-5 - Detalhe do processo de furação com pré-furação. ...................................... 19

Figura 2-6 - Detalhe do processo de furação escalonada. ............................................. 20

Figura 2-7 - Detalhe do processo de trepanação. ........................................................... 20

Figura 2-8 - Variação dos ângulos de inclinação e saída em relação ao raio da broca. . 23

Figura 2-9 - Representação esquemática das formas iniciais do cavaco formado em uma

broca. ............................................................................................................................. 23

Figura 2-10 - Etapas descritivas de formação de cavaco. .............................................. 24

Figura 2-11 - Binário cisalhante que atua na aresta postiça. .......................................... 25

Figura 2-12 - Temperatura peça, ferramenta e cavaco. .................................................. 26

Figura 2-13 - Partes de uma broca helicoidal. ................................................................ 29

Figura 2-14 - Tipos de broca quanto ao ângulo de hélice. .............................................. 30

Figura 2-15 - Tipos importantes de afiação para brocas helicoidais. .............................. 31

Figura 2-16 - Geometria da cunha de uma broca helicoidal. .......................................... 32

Figura 2-17 - Broca-canhão. ........................................................................................... 36

Figura 2-18 - Broca BTA. ................................................................................................ 37

Figura 2-19 - Broca de canais retos. ............................................................................... 37

Figura 2-20 - Cabeçote ejector. ...................................................................................... 38

Figura 2-21 - Formas especiais de afiações de brocas A até E. ..................................... 41

Figura 2-22 - Principais causas de desgaste de ferramentas. ........................................ 45

Figura 2-23 - Componentes da força de usinagem. ........................................................ 46

Figura 2-24 - Tipos de erros comuns na geometria da usinagem dos furos. .................. 51

Figura 2-25 - Tipos de acabamento. ............................................................................... 52

Figura 2-26 - Mecanismos de formação de rebarbas para os três tipos: (a) uniforme, (b)

transição e (c) coroa. ...................................................................................................... 56

Figura 2-27 - Classificação de três tipos de rebarbas: (a) uniforme, (b) transição e (c)

coroa. ............................................................................................................................. 57

Figura 3-1 - Detalhe dos dispositivos de fixação e corpos de prova em corte. ............... 61

Figura 3-2 - Corpo de prova antes e após a usinagem. .................................................. 62

xiv

Figura 3-3 - Geometria das brocas utilizada nos experimentos, com variações no ângulo

de ponta “V” e aresta transversal de corte. ..................................................................... 62

Figura 3-4 - Afiações das brocas escalonadas de canal reto – geometria “A”. ............... 63

Figura 3-5 - Afiações das brocas escalonadas de canal reto – geometria “N”. ............... 64

Figura 3-6 - Afiações das brocas escalonadas de canal reto – geometria “R”. ............... 64

Figura 3-7 - Centro de usinagem Discovery 560 da ROMI. ............................................ 65

Figura 3-8 - Aparato experimental da usinagem e pesquisa desenvolvida. .................... 66

Figura 3-9 - Microscópio Mitutoyo TM – Série 510. ........................................................ 66

Figura 3-10 - Rugosímetro e perfilômetro – Taylor Robson Form Talysurf PLUS. .......... 67

Figura 3-11 - Equipamento Spectrometro Bruker – Q4 Tasman. .................................... 67

Figura 4-1 - Força de avanço antes e após o tratamento dos dados. ............................. 71

Figura 4-2 - Força utilizando a broca com afiação “A”, avanço f= 0,1mm/rev. e

Vc=50m/min c/ cobertura. ............................................................................................... 72

Figura 4-3 - Força axial na Região 2 com a afiação “A”, com os parâmetros f=0,1mm/rev.

e Vc=50m/min c/ cobertura. ............................................................................................ 73

Figura 4-4 - Força de avanço na Região 3 para a afiação “A”, com os parâmetros f=0,1

mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura. ............................................................................. 74

Figura 4-5 - Força de avanço na região 4 para afiação “A”, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura. ..................................................................... 74

Figura 4-6 - Força de avanço na região 1 para a afiação “A”, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50 m/min. c/ cobertura. .................................................................... 75

Figura 4-7 - Força de avanço na região 1 para a afiação N, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura – região 2. .................................................... 76

Figura 4-8 - Força de avanço na região 1 para a afiação “R”, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min c/ cobertura. ...................................................................... 77

Figura 4-9 - Probabilidade normal para a força axial das operações de furação. ........... 78

Figura 4-10 - Gráfico de Força dos valores médios para as três repetições do

experimento, parâmetros e tipo de ferramenta. .............................................................. 80

Figura 4-11 - Força dos valores médios para as três repetições do experimento,

parâmetros e tipo de ferramenta. .................................................................................... 80

Figura 4-12 - Força dos valores médios para as três repetições do experimento,


Figura 4-13 - Efeitos principais para a força média de avanço nas operações de furação.

....................................................................................................................................... 82

Figura 4-14 - Interação da força média de avanço na furação. ....................................... 83

xv

Figura 4-15- Gráfico de efeitos principais para o torque médio nas operações de furação.

....................................................................................................................................... 84

Figura 4-16 - Torque na região 2 para a afiação “A”, com os parâmetros de f=0,1mm/rev.

e Vc=50m/min c/ cobertura. ............................................................................................ 85

Figura 4-17 - Torque na região 3 para a afiação “A”, com os parâmetros f=0,1mm/rev. e

Vc=50m/min. c/ cobertura. .............................................................................................. 85

Figura 4-18 - Torque na região 4 para a afiação “A”, com os parâmetros f=0,1mm/rev. e

Vc=50m/min. c/ cobertura. .............................................................................................. 86

Figura 4-19 - Probabilidade para o torque médio das operações de furação. ................ 86

Figura 4-20 - Torque dos valores médios para as três repetições do experimento,






Figura 4-23 - Efeitos principais para a torque médio nas operações de furação. ........... 90

Figura 4-24 - Interações do Efeito do torque c/ (a) Avanço c/ afiação, (b) Avanço c/

cobertura da ferramenta e (c) afiação c/ cobertura sobre a média do torque.................. 90

Figura 4-25 - Resíduos para a rugosidade nas operações de furação. .......................... 92

Figura 4-26 - Efeitos principais para a rugosidade nas operações de furação................ 93

Figura 4-27 - Efeitos principais para a rugosidade nas operações de furação................ 94

Figura 4-28 - Efeito da Rebarba com a broca geometria “A”, nos Furos 57 e 62. ........... 96

Figura 4-29 - Efeito da Rebarba com a broca geometria “N”, nos Furos 47 e 52. ........... 97

Figura 4-30 - Efeito da Rebarba com a broca geometria “R”, nos Furos 81 e 116. ......... 97

xvii

Lista de Tabelas

Tabela 2-1 - Momento torçor e força de avanço ............................................................. 48

Tabela 2-2 - Coeficientes da Equação Kronenberg para alguns materiais metálicos ..... 49

Tabela 3-1 - Composição química da liga – Norma SAE 306 ......................................... 60

Tabela 3-2 - Valores encontrados nas amostras dos corpos de provas ......................... 60

Tabela 3-3 - Geometria das afiações das brocas escalonadas. ..................................... 61

Tabela 3-4 - Parâmetros e respectivos níveis usados nos experimentos. ...................... 68

Tabela 3-5 - Condições experimentais e planejamento fatorial completo (3321) ............. 70

Tabela 4-1 - Análise de variância (ANOVA), região 2 para força de avanço .................. 79

Tabela 4-2 - Análise de variância (ANOVA), região 2 para o torque ............................... 87

Tabela 4-3 - Análise de variância (ANOVA), região 2 para a rugosidade ....................... 90

Tabela 4-4 - Análise de variância (ANOVA), região 3 e região 4 .................................... 93

Tabela 4-5 - Rebarbas nos furos, região 2 – diâmetro de 4 mm ..................................... 96

xix

Lista de Quadros

Quadro 2-1 - Características e aplicações das ligas de alumínio fundidas. ...................... 5

Quadro 2-2 - Nomenclatura para as ligas de fundição de alumínio. ................................. 6

Quadro 2-3 - Propriedades físicas básicas dos revestimentos. ...................................... 18

Quadro 2-4 - Valores de Ra para processos de fabricação. ........................................... 54

xxi

Lista de Abreviatura e Siglas

AA – Aluminium Association

ABAL – Associação Brasileira do Alumínio

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas

AISI – American Iron and Steel Institute (Instituto Americano de Ferro e Aço)

Al-Si – Liga de Alumínio-Silício

ANOVA – Análise de Variância

ap – Profundidade de Corte [mm]

APC – aresta postiça de corte

CFC – Cúbica de Face Centrada

CVD – deposição química a vapor

DIN – Deutches Institut für Normung (Instituto Alemão de Normalização)

DOE – Design of Experiment (Delineamento de Experimento)

f – avanço de corte [mm/rev.]

Fc – Força de Avanço [N]

FBA – Fundição Brasileira de Alumínio

HB – Dureza Brinell

ISO – International Organization for Standardization (Organização Internacional para

Padronização)

Mz – Torque [N.m]

MEV – Microscópio Eletrônico de Varredura

P-valor – probabilidade que a amostra pode ser retirada de uma população

PVD – deposição física a vapor

R – resíduo

Ra – média aritmética de acabamento superficial

SAE 306 – Família de Liga de Alumínio fundido em que o principal elemento de liga é o

Silício

TiAlN – Nitreto de Titânio Alumínio

TiN – Nitreto de Titânio

txt – extensão de arquivo de texto

Vc = velocidade de corte [m/min]

xxiii

Simbologia

Lista de Símbolos

™ = marca registrada (Trade Mark)

Ø = diâmetro em milímetros

Letras minúsculas d [mm] Diâmetro da broca

d [mm] Diâmetro da ferramenta

n [RPM] Número de rotações

Letras gregas

β [ º ] Ângulo de cunha

δ [ º ] Ângulo de ponta

ψ [ º ] Ângulo da aresta transversal

ε [ º ] Ângulo de quina

θ [ º ] Ângulo de ponta da ferramenta

η [ º ] Ângulo de direção efetiva

xxv

Sumário

CAPÍTULO 1 ............................................................................................................... 1

INTRODUÇÃO ............................................................................................................ 1

CAPÍTULO 2 ............................................................................................................... 3

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ....................................................................................... 3

2.1 Alumínio ............................................................................................................... 3

2.1.1 História .............................................................................................................. 3

2.1.2 Produção ........................................................................................................... 4

2.1.3 Ligas de Alumínio – fundição .......................................................................... 4

2.1.4 Elementos de Liga ............................................................................................ 7

2.1.5 Ligas Alumínio-Silício ...................................................................................... 7

2.1.6 Ligas Hipoeutéticas.......................................................................................... 8

2.1.7 Ligas Eutéticas ................................................................................................. 9

2.1.8 Ligas Hipereutéticas ........................................................................................ 9

2.2 A Importância do Alumínio e sua Usinabilidade .............................................. 9

2.3 Fundição sob Pressão de Ligas Al-Si.............................................................. 13

2.4 Diagramas de Fases .......................................................................................... 14

2.5 Revestimentos ................................................................................................... 15

2.5.1 TiN – Nitreto de Titânio .................................................................................. 16

2.5.2 Al2O3 – Óxido de Alumínio ............................................................................. 16

2.5.3 TiAlN – Nitreto de Alumínio Titânio .............................................................. 16

2.6 Processo de Furação ........................................................................................ 18

2.7 Variáveis do Processo de Furação .................................................................. 21

2.8 Formação de Cavaco ........................................................................................ 22

2.8.1 Características da Formação do Cavaco na Furação ................................. 26

2.8.2 Classificação das Brocas Quanto à Forma e Aplicação ............................. 28

2.8.3 Generalidades sobre Brocas Helicoidais ..................................................... 29

xxvi

2.8.4 Classificação das Brocas Quanto ao Ângulo de Hélice .............................. 30

2.8.5 Tipos de Afiações Especiais de Ponta de Brocas ....................................... 30

2.8.6 Influência da Geometria no Desempenho da Ferramenta .......................... 31

2.8.7 Geometria das Brocas e suas Aplicações ................................................... 34

2.8.8 Tipos de Afiação de Broca de Canal Reto .................................................... 38

2.9 Avarias e Desgaste da Ferramenta .................................................................. 42

2.9.1 Causas do Desgaste de Ferramentas ........................................................... 44

2.10 Esforços de Corte na Furação ....................................................................... 45

2.10.1 Forças e Potência de Corte na Furação ..................................................... 47

2.10.2 Fórmulas Experimentais para o Cálculo dos Esforços de Corte naaFuração .............................................................................................................. 48

2.11 Erros de Forma em Furação ........................................................................... 50

2.11.1 Erros Macrogeométricos – erros de forma ................................................ 50

2.11.2 Erros Microgeométricos – Rugosidade ...................................................... 51

2.12 Rebarbas no Processo de Furação ............................................................... 54

2.12.1 Formação de Rebarbas na Furação ............................................................ 55

CAPÍTULO 3 ............................................................................................................. 59

MATERIAIS E MÉTODOS ........................................................................................ 59

3.1 Procedimento Experimental ............................................................................. 65

CAPÍTULO 4 ............................................................................................................. 71

ANÁLISE DOS RESULTADOS ................................................................................ 71

4.1 Força de Avanço ............................................................................................... 71

4.1.1 Força de Avanço – região 2 ........................................................................... 72

4.1.2 Força de Avanço – região 3 – somatório dos diâmetros ............................ 73

4.1.3 Análise das Afiações...................................................................................... 75

4.1.4 Análise dos Resultados (ANOVA) – região 2 ............................................... 77

4.2 Torque – região 2 .............................................................................................. 83

xxvii

4.3 Rugosidade ........................................................................................................ 91

4.4 Análise da força de avanço e torque nas regiões 3 e 4 ................................. 94

4.5 Análises de Rebarbas nos Furos ..................................................................... 95

CAPÍTULO 5 ............................................................................................................. 99

CONCLUSÕES ......................................................................................................... 99

5.1 Sugestões para trabalhos futuros ................................................................. 100

REFERÊNCIAS ....................................................................................................... 101

SITES CONSULTADOS ......................................................................................... 111

xxviii

1

Capítulo 1

INTRODUÇÃO

No universo tão amplo da manufatura, a usinagem é um dos mais importantes

processos de produção de componentes mecânicos. Estima-se que cerca de 10% do

produto interno bruto dos Estados Unidos estejam associados a processos de

usinagem, incluindo gastos com ferramenta e custos com mão de obra e com o capital

investido (SHAW, 2005). Os processos de manufatura estão entre os grandes processos

responsáveis pela transformação da sociedade atual. Todos os produtos disponíveis no

mercado mundial apresentam no mínimo uma operação específica de fabricação. Pode-

se dizer que todas as nações que detêm tecnologias de última geração também

apresentam enormes evoluções nas áreas de manufatura.

As ligas de alumínio são utilizadas em várias indústrias em razão de sua resistência

mecânica e baixa densidade, além de maior facilidade de usinagem entre os metais. A

adição do silício ao alumínio decresce o seu ponto de fusão e melhora a resistência ao

desgaste dos componentes. As ligas Al-Si são usadas na fabricação de componentes de

mecanismo de direção que exigem fluidez e baixa tendência de contração em fundição

sob pressão. Após a fundição sob pressão de uma liga Al-Si, para a produção da

carcaça dos mecanismos de direção, são realizadas diversas operações de usinagem,

tais como: furação, rosqueamento, mandrilamento, fresamento e lavagem.

Posteriormente a essas operações, o acabamento é fino, sem necessidade de

operações de retificação ou polimento. As forças de corte e a taxa de desgaste das

ferramentas de corte são baixas devido à boa condução de calor da liga Al-Si

(COTTERELL; KELLY, 2002).

A usinagem é um processo utilizado na fabricação de componentes nos mais

diversos setores industriais. A indústria automobilística é um setor de fabricação

comercial de grande escala, no qual a ênfase é reduzir o impacto ambiental e os custos

de fabricação. Estima-se que em torno de 15 a 20% de todo o aço produzido no mundo

sejam transformados e removidos por usinagem na forma de cavaco, o que evidencia

que esse processo apresenta perspectivas reais de aprimoramento tanto quando se

consideram os equipamentos quanto em operação (HARRIS et al., 2000).

O objetivo deste trabalho é a análise da usinabilidade do processo de furação na liga

fundida de alumínio-silício, especificamente a Liga SAE 306, aplicada a brocas de canal

reto escalonadas, com e sem revestimento. A usinabilidade foi avaliada por meio das

2

variáveis de resposta: força de avanço, torque, rebarba e acabamento, comparando as

interações desses parâmetros e suas influências durante o processo de usinagem.

Este trabalho está dividido em seis capítulos, conforme a sequência: O capítulo I

está dividido entre a Introdução e o objetivo da pesquisa. Já no capítulo II, são

apresentadas as ligas de alumínio fundidas, suas aplicações e características. Nesse

mesmo capítulo, são apresentados os tipos de brocas, os tipos de revestimentos e os

diferentes tipos de geometrias de brocas aplicadas na furação de alumínio. No capítulo

III, são apresentados os materiais e métodos usados nos experimentos,

complementando com o capítulo IV, que apresenta as sugestões e a discussão dos

resultados. Finalmente, o capítulo V mostra as conclusões e, após, no capítulo VI, são

mencionadas as referências.

3

Capítulo 2

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Alumínio

2.1.1 História

O alumínio é um dos metais mais utilizados na indústria, ocupa o terceiro lugar no

ranking dos elementos mais abundantes na crosta terrestre e é um dos metais mais

jovens utilizados em escala nas indústrias. Comercialmente, o alumínio começou a ser

produzido há cerca de 150 anos, porém sua produção atual supera a soma de todos os

outros metais não-ferrosos. Esses dados já mostram a importância do alumínio para a

nossa sociedade. O alumínio, antes mesmo de ser descoberto como metal isolado,

acompanhou a evolução das civilizações (ABAL, 2013).

Segundo a Associação Brasileira de Alumínio (ABAL), os maiores produtores

mundiais de alumínio são os Estados Unidos e o Canadá. Esses produtores não têm

jazidas de bauxita em seu território, dependendo exclusivamente da importação. O

Brasil tem a terceira maior reserva do minério no mundo, localizada na região

amazônica, perdendo apenas para Austrália e Guiné. Além da Amazônia, o alumínio

pode ser encontrado no sudeste do Brasil, na região de Poços de Caldas e Cataguases

em Minas Gerais. A bauxita é o minério mais importante para a produção de alumínio,

contendo de 35 a 55% de óxido de alumínio.

A obtenção do alumínio é feita a partir da bauxita, um minério que pode ser

encontrado em três principais grupos climáticos: o Mediterrâneo, o Tropical e o

Subtropical. A produção mundial de bauxita em 2004 foi de 157,4 milhões de toneladas,

sendo os principais países produtores Austrália, Brasil, Guiné e Jamaica (ABAL, 2013).

O Brasil ocupa a segunda posição no ranking mundial. Em 2004, produziu 21 milhões de

toneladas de bauxita. Possui uma das maiores reservas mundiais de bauxita, cujo

potencial é da ordem de 2,5 bilhões de toneladas, concentrada principalmente na região

Norte do país (estado do Pará), a qual tem como principal concessionária a empresa

Mineração (ABAL, 2013).

4

2.1.2 Produção

A bauxita deve apresentar no mínimo 30% de alumina aproveitável para que a

produção de alumínio seja economicamente viável. O processo de obtenção de alumínio

primário divide-se em três etapas: Mineração, Refinaria e Redução, conforme a Figura

2-1.

Figura 2-1 - O fluxo da cadeia de produção do alumínio primário.

Fonte: ABAL (2013).

2.1.3 Ligas de Alumínio – fundição

O alumínio fundido dissolve outros metais e substâncias metaloides como o silício

que atua como metal. Quando o alumínio se resfria e se solidifica, alguns dos

constituintes da liga podem ser retidos em solução sólida. Isso faz com que a estrutura

atômica do metal se torne mais rígida. Os átomos podem ser visualizados como sendo

arranjados em uma rede cristalina regular formando moléculas de tamanhos diferentes

daqueles do elemento de liga principal.

A principal função das ligas de alumínio é aumentar a resistência mecânica sem

prejudicar as outras propriedades. Assim, novas ligas têm sido desenvolvidas

combinando as propriedades a aplicações específicas. A liga de alumínio fundida

utilizada neste trabalho é a SAE 306, que pode ser produzida pelo processo de fundição

sob pressão ou coquilha. Ela é conhecida comercialmente como Liga 380. No Quadro

2-1, são apresentadas as ligas fundidas Alumínio-Silício com as características e

aplicações.

5

Quadro 2-1 - Características e aplicações das ligas de alumínio fundidas.

Ligas Características Aplicações

242.0

Excelentes propriedades mecânicas em temperaturas elevadas e muito boa usinabilidade. Baixa resistência à corrosão. Fundição em molde permanente e areia.

Pistões e cabeçotes para aviões, motores a diesel e de motocicletas.

295.0 Média resistência, boa usinabilidade. Baixa resistência à corrosão. Fundição em areia.

Elementos estruturais de máquinas, equipamentos e aviação, cárter e rodas de ônibus e de aviões.

319.0 Resistência mecânica moderada e boas características de fundição e usinagem. Fundição em molde permanente e em areia.

Uso geral, além de revestimentos e caixas de equipamentos elétricos.

355.0

Média resistência mecânica, com excelente fluidez, boa usinabilidade após tratamento térmico, boa estanqueidade sob pressão. Fundição em molde permanente e areia.

Peças complexas ou sob tensão, cabeçote de cilindros, corpo de válvulas, camisa de água, união para mangueiras, acessórios para indústria de máquinas e na construção civil.

C355.0

Similar a 355.0, mas com maior resistência mecânica, excelente característica de alimentação (ideal para peças fundidas espessas). Fundição em molde permanente e areia.

Peças estruturais sob tensão, componentes de aviação e de mísseis, acessórios de máquinas e equipamentos, construção civil, fachadas e embarcações.

356.0

Média resistência mecânica, excelente fluidez e estanqueidade sob pressão, boa resistência à corrosão e usinabilidade. Fundição em molde permanente e areia.

Peças fundidas com seções finas, cilindros, válvulas, cabeçotes, blocos de motores, ferramentas pneumáticas e componentes arquiteturais anodizados na cor cinza.

357.0 Elevada resistência mecânica, excelente fluidez e resistência à corrosão. Fundição em molde permanente e areia.

Peças sob tensão que exigem relação de peso com elevadas propriedades mecânicas e de resistência à corrosão, tais como: componentes de aviação e de mísseis.

350.0 Excelente estanqueidade sob pressão, resistência à corrosão e muito boa usinabilidade. Fundição sob pressão.

Recipientes e componentes de iluminação, peças externas de motores e utensílios domésticos.

380.0 Bom acabamento superficial, muito boa usinabilidade, podendo ser anodizada. Fundição sob pressão.

Peças de utensílios domésticos em geral.

Fonte: ALUINFO (2013).

6

As ligas de alumínio para fundição são designadas e regidas por normas

internacionais, que são as mais comuns e apresentadas pelo sistema Aluminium

Association (AA). A nomenclatura para as ligas de fundição do sistema AA é composta

por quatro dígitos, sendo que o último é separado dos primeiros por um ponto. O

primeiro número da nomenclatura indica o elemento principal conforme pode ser

observado no Quadro 2-2.

Quadro 2-2 - Nomenclatura para as ligas de fundição de Alumínio.

Série Elemento principal

1xx.x Alumínio puro (99% mín.)

2xx.x Ligas Alumínio-Cobre

3xx.x Ligas Alumínio-Silício-Magnésio Ligas Alumínio-Silício-Cobre Ligas Alumínio-Silício-Cobre-Magnésio

4xx.x Ligas Alumínio-Silício

5xx.x Ligas Alumínio-Magnésio

7xx.x Ligas Alumínio-Zinco

8xx.x Ligas Alumínio-Estanho


Os dígitos seguintes indicam a liga dentro do grupo e o último dígito, a forma de

fornecimento:

xxx.0 – Peças fundidas

xxx.1 – Lingotes fundidos

xxx.2 – Lingotes fabricados a partir de alumínio primário

As nomenclaturas que são diferenciadas por uma letra no início apresentam

pequenas variações na composição química. Exemplo: A380 ou 380 com variação

apenas no teor de ferro.

O processo de fundição também é identificado por letras:

D – Die casting (Fundição sob pressão)

P – Permanent mold (Fundição por gravidade ou baixa pressão)

S – Sand casting (Fundição em areia)

7

2.1.4 Elementos de Liga

Existem inúmeras possibilidades de combinações de elementos químicos com o

alumínio. Essas combinações, denominadas de Ligas de Alumínio, têm como objetivo

principal melhorar as propriedades mecânicas da liga e conferir outras propriedades de

uso ou características de fundição.

Assim, as Ligas de Alumínio de uso comercial têm na sua composição química:

• Elementos principais: responsáveis pelas propriedades mecânicas, como: Cobre,

Silício, Magnésio, Manganês e Zinco;

• Elementos secundários: cujos percentuais são menores e têm como objetivo uma

ação específica para se obter determinada propriedade de uso ou característica

de fundição, como: Níquel, Ferro e Berílio;

• Elementos modificadores, refinadores ou neutralizadores: usados em pequenos

percentuais com a finalidade de alterar a microestrutura, obtendo-se melhores

propriedades ou características de processo, como: Titânio, Sódio, Estrôncio e

Boro.

• Elementos tidos como impurezas: os quais devem ser controlados ou

balanceados de maneira mais rigorosa, como: Chumbo, Cromo e Cálcio, entre

outros, que, em geral, exercem influência perniciosa sobre certas propriedades

ou características de fundição.

2.1.5 Ligas Alumínio-Silício

As ligas Alumínio-Silício são amplamente utilizadas para a fabricação de peças

fundidas em diversos processos de fundição e podem ser classificadas em

hipoeutéticas, eutéticas ou hipereutéticas, definidas pelo teor de Silício na composição,

conforme Figura 2-2.

8

Figura 2-2 - Diagrama de fase ligas Alumínio-Silício.


2.1.6 Ligas Hipoeutéticas

As ligas hipoeutéticas possuem teores de silício abaixo de 12,6%, sendo que uma

das ligas mais utilizadas em fundição sob pressão é a 380 (SAE 306), constituída por

alumínio, silício 7,5 a 9,5%, cobre 3,0 a 4,0%, magnésio até 0,5% e ferro entre 0,8 e

1,0%. Essas ligas, por possuírem menor teor de silício, tendem a uma solidificação

“pastosa” devido à solidificação dendrítica, além de um maior intervalo de solidificação

(590 – 520°C) segundo a ALUINFO (2013).

As principais características dessas ligas são:

• boa fluidez;

• elevada resistência à formação de trincas a quente;

• resultam em elevada estanqueidade em peças fundidas;

• apresentam grande intervalo de solidificação.

A combinação de elevados teores de ferro e cobre estende a solidificação das ligas

para temperaturas mais baixas, aumentando o intervalo de solidificação e garantindo

maior capacidade de compactação da liga durante a terceira fase de injeção.

Quando ligas com solidificação pastosa são utilizadas em peças injetadas, a pressão

aplicada pela máquina é transmitida por mais tempo por toda a peça através da massa

pastosa, diminuindo a possibilidade de formação de “rechupes” em regiões de maior

massa. Obviamente, para que a pressão aplicada pelo pistão seja transmita para toda a

peça, os canais de injeção devem ser os últimos a se solidificarem. Apesar do efeito

fragilizante, o ferro é considerado um elemento de liga na fundição sob pressão, por

reduzir a tendência à soldagem da peça à ferramenta, diminuindo, assim, o ataque da

liga à superfície da matriz (ALUINFO, 2013).

9

2.1.7 Ligas Eutéticas

As ligas eutéticas são ligas com teor de silício mais elevado, entre 11 e 13%. Essas

ligas não têm uma solidificação pastosa, ocorrendo, então, a transformação líquido-

sólido diretamente.

As principais características dessas ligas são:

• excelente fluidez;

• elevada resistência quanto à formação de trincas a quente;

• pequenos intervalos de solidificação;

• dificuldade de preenchimento de peças com massas isoladas.

Em algumas aplicações, a liga SAE 305, com composição eutética, alumínio, silício

11 a 13%, cobre máximo 1,0% e ferro entre 0,8 e 1,2%, é a preferida devido à elevada

fluidez. Entretanto, essa liga apresenta solidificação não-pastosa que dificulta a

transmissão de pressão sobre o metal em solidificação, promovendo defeitos de

“rechupe” na forma de grandes vazios concentrados nas regiões de maior massa

(intervalo de solidificação 585 – 575 °C). Desse modo, a aplicação da liga 413 é

recomendada somente em peças que apresentem espessuras relativamente constantes,

com poucas massas isoladas (ALUINFO, 2013).

2.1.8 Ligas Hipereutéticas

Apesar de pouco utilizadas no processo de fundição sob pressão, as ligas

hipereutéticas, com teores de silício acima de 13%, têm como principal característica a

formação de plaquetas de silício primário durante a solidificação. Essas plaquetas

aumentam a dureza do material e, consequentemente, dão maior resistência ao

desgaste das ligas de alumínio. As plaquetas são formadas devido ao excesso de silício

na liga, que ultrapassa o limite de solubilidade do silício no alumínio a partir do ponto

eutético. As ligas hipereutéticas, como a aplicada a este estudo, são amplamente

utilizadas na área automotiva na fabricação de pistões de combustão, mecanismo de

direção e carroceria de veículos (ALUINFO, 2013).

2.2 A Importância do Alumínio e sua Usinabilidade

O alumínio e suas ligas se caracterizam pela sua relação resistência-peso, sua

resistência à corrosão em alguns ambientes comuns (incluindo a atmosfera ambiente) e

sua elevada condutividade térmica e elétrica. A densidade do alumínio é 2,77 kg/m³ (a

10

do aço é 7,75 kg/m³). A resistência à tração do alumínio puro é baixa, cerca de 90 MPa,

mas isso pode ser consideravelmente melhorado pelo trabalho a frio e pela adição de

elementos de liga (BUDYNAS, 2008).

Uma vez que o alumínio possui uma estrutura cúbica de face centrada (CFC), sua

ductilidade é mantida até mesmo em temperaturas reduzidas. Porém, a resistência

mecânica pode ser aumentada pela deformação plástica ou mediante a formação de

ligas. Porém, esses dois processos provocam uma diminuição na resistência à corrosão.

A principal limitação do alumínio está na sua baixa temperatura de fusão, que restringe

a temperatura máxima em que o alumínio pode ser utilizado (CALLISTER, 2006). O

alumínio pode ser processado por fundição de areia, sob pressão, trabalhado a quente

ou a frio, ou extrudado. Suas ligas podem ser usinadas, conformadas ou soldadas. O

alumínio puro funde a 660 °C, o que faz com que sua produção possa ser feita tanto em

moldes permanentes como os de areia. Comercialmente, é disponível nas formas de

placas, chapas, tarugos, lingotes e tubos e em formas extrudadas (BUDYNAS, 2008).

A fundição sob pressão tem lugar especial no processamento do alumínio e de suas

ligas. Ela consiste em forçar o metal líquido, sob pressão, a penetrar na cavidade do

molde. Esta é, normalmente, metálica e, portanto, de natureza permanente, sendo, por

isso, utilizada inúmeras vezes. Devido à pressão e à consequente alta velocidade de

enchimento da cavidade do molde, o processo possibilita a fabricação de peças de

formas bastante complexas e de paredes finas (CHIAVERINI, 1986).

Segundo Chiaverini (1986), as vantagens da fundição sob pressão são:

a) produção de formas mais complexas se comparadas com as formas produzidas

por fundição por gravidade;

b) produção de peças de paredes mais finas e tolerâncias dimensionais estreitas;

c) alta capacidade de produção;

d) produção de peças praticamente acabadas;

e) utilização da mesma matriz para milhares de peças, sem variações significativas

nas dimensões;

f) as peças produzidas sob pressão podem ser tratadas superficialmente, por

revestimentos superficiais, com um mínimo de preparo prévio da superfície;

g) as ligas de alumínio apresentam mais resistência que as fundidas em areia.

Mas essa forma de produção de peças de alumínio também tem alguns

inconvenientes, que, segundo Chiaverini (1986), são:

a) as dimensões das peças são limitadas: normalmente, a sua massa é inferior a 5 kg e

raramente ultrapassa 25 kg;

11

b) pode haver dificuldade de evasão do ar retido no interior da matriz, dependendo dos

contornos das cavidades e dos canais. O ar retido é a principal causa de porosidade nas

peças fundidas;

c) o equipamento e os acessórios são normalmente de alto custo de modo que o

processo se torna economicamente viável apenas para grandes volumes de produção.

As ligas de alumínio são classificadas em fundidas ou forjadas. As ligas fundidas têm

grande quantidade de elementos para facilitar a fundição, mas isso dificulta o trabalho a

frio. Os elementos de liga mais utilizados são: silício, cobre, magnésio, manganês e

zinco (BUDYNAS, 2008). O cobre, o magnésio, o silício e o zinco contribuem para

melhorar as propriedades mecânicas com ou sem tratamento térmico. Por sua vez, o

cobre, o magnésio e o silício melhoram a fluidez necessária para o processo de

fundição.

A fragilidade a quente é consideravelmente reduzida pela adição de cobre, ferro,

manganês, níquel e silício. O zinco favorece a fragilidade a quente. Em ligas Al-Si, o seu

teor máximo é de 1%. O coeficiente de expansão térmica, que é uma importante

propriedade para motores à explosão, pode ser reduzido pela adição de cobre, de níquel

e, particularmente, de silício. As ligas comerciais a base de alumínio fundido podem ser

classificadas basicamente nos seguintes sistemas binários (SIEGEL, 1985):

a) Alumínio-Cobre;

b) Alumínio-Silício;

c) Alumínio-Magnésio;

d) Alumínio-Zinco;

e) outras ligas, desenvolvidas com fins bastante específicos, como a liga alumínio-

estanho.

As ligas alumínio-silício possuem propriedades inigualáveis com relação a

características de fluidez e isenção de fragilidade a quente, além de apresentarem boa

resistência à corrosão e baixo peso específico. A utilização do silício é geralmente de

0,1 a 13,0% da composição, sendo este o elemento responsável pelas variações do

diagrama de equilíbrio. Ele aumenta a fluidez do alumínio líquido, diminui a porosidade,

aumenta a dureza e melhora a resistência mecânica. O cobre, por sua vez, aumenta a

resistência mecânica e a usinabilidade em teores de até 5,0% para ligas dúcteis.

O comportamento do magnésio no alumínio é similar ao do cobre. Normalmente, as

ligas Al-Si-Cu têm entre 0,03 e 0,2% de Mg (HEINE; LOPER; ROSENTHAL, 1967). Em

ligas de alumínio fundidas sob pressão, os teores de manganês são da ordem de 0,3 até

0,5% (DOEHLER, 1951).

12

O alumínio pode ser usinado com facilidade. O desgaste do flanco da ferramenta de

corte pode ser problema apenas em ligas que contenham quantidades consideráveis de

silício. O silício entre 11 e 14%, superior ao do eutética de 6,0%, apresenta largos

cristais de elevada dureza (>400 HV) e alto ponto de fusão (1420°C). Isso aumenta as

tensões e a temperatura na superfície de saída da ferramenta. Além disso, podem

ocorrer altas forças, principalmente com o uso de baixas velocidades devido ao grande

comprimento de contato entre o cavaco e a ferramenta, pois os cavacos são contínuos

(MACHADO; SILVA, 2004).

A usinagem do alumínio permite tempos curtos de processo pela possibilidade de

utilização de elevadas velocidades de corte (WEINGAERTNER; SCHROETER, 1991).

Essa característica é uma das grandes aliadas desse material para produção de

peças em elevadas quantidades. Devido à grande facilidade de deformação plástica, a

usinagem do alumínio gera furos maiores que o diâmetro da broca nos processos de

furação (STEMMER, 1995). Algumas das aplicações mais comuns das ligas de alumínio

estão na área de transportes, a fim de promover redução de consumo de combustíveis.

Uma característica importante é sua resistência específica, que é quantificada por meio

da razão entre o limite de resistência à tração e a massa específica.

Embora uma liga de alumínio possa ter um limite de resistência à tração inferior ao

do aço, que é mais denso, ela será capaz de suportar uma carga relativamente maior

devido à sua elevada resistência específica (CALLISTER, 2006). Essas características,

além da abundância do seu minério principal, vêm tornando o alumínio o metal mais

importante após o ferro (CHIAVERINI, 1986).

A usinagem de alumínio com ferramentas convencionais não é realizada sem

dificuldades. Esse material tende a aderir na superfície da ferramenta e a formar

rebarbas dentro dos furos. Uma das causas principais de danos à ferramenta durante a

sua usinagem é a formação de camadas de aresta postiça, implicando redução da vida

útil da ferramenta. Assim, fluidos de corte têm papel importante nesses tipos de

processos, pois possibilitam a redução de adesão na superfície da ferramenta (NOUARI

et al., 2003).

A furação é um processo de usinagem utilizado para obtenção de superfície

cilíndrica interna, sendo esta coaxial ao eixo de rotação do movimento de corte,

considerado como de desbaste, semiacabamento ou acabamento. A furação de ligas Al-

Si apresenta dificuldade devido à adesão do alumínio à broca. A qualidade de um furo

do processo é determinada por uma síntese dos erros devido à dinâmica do processo e,

também, ao regime térmico na interface peça/broca.

13

Os mecanismos que induzem a esses erros incluem: desvios ou rotação anormal da

broca na entrada; deflexões da broca devido às forças desbalanceadas; erros devido à

falha de processo; erros devido ao corte nas bordas da broca; e erros devido à

expansão térmica da broca e da peça. A rigidez da broca determina, em grande parte,

os erros induzidos devido aos mecanismos dinâmicos, mas não é afetada pela

presença/ausência do revestimento da broca (KALLIDAS; DE VOR; KAPOOR, 2001).

Dentre os processos de usinagem tradicionais, a furação é uma das operações de

corte de metal mais importante, consistindo de 33,0% de todas as operações de

usinagem. Ela é responsável por aproximadamente 40,0% de toda operação de

remoção de metal na indústria aeroespacial (ERTUNC; OYSU, 2004).

2.3 Fundição sob Pressão de Ligas Al-Si

A fundição sob pressão é um processo capaz de produzir peças relativamente

complexas e com excelente acabamento superficial em elevado volume de produção. As

peças reproduzidas nesse processo são geralmente produtos que não são fáceis de

produzir em processos convencionais. Exemplo: peças com geometrias contemplando

ângulos, raios, inclinações de difícil reprodução em série, além de tornar mais lento e

demorado o processo de fabricação.

A aplicação de moldes é de grande viabilidade para ser utilizado posteriormente o

processo de usinagem convencional. O nível de acabamento das peças fundidas sob

pressão é considerado excelente. Assim, a remoção de material em operações de

usinagem posteriores é mínima. Dentre os processos industriais metalúrgicos de

transformação de metais, a fundição sob pressão é um dos processos mais severos

quanto à solicitação sobre o ferramental, em que se podem verificar velocidade de fluxo

de 40 m/s e gradientes de temperatura de até 1.000 °C/cm. Como essas solicitações

são necessárias para se obterem altas taxas de produção, elas, também, acabam

limitando a vida das ferramentas (SATURNINO, 2004).

Dentre os principais mecanismos que levam ao desgaste e perda do ferramental,

pode-se destacar: a erosão causada pelas altas velocidades com que o metal fundido

colide com as cavidades da ferramenta, as trincas térmicas causadas pela fadiga

térmica devido ao aquecimento e resfriamento alternado da superfície da ferramenta

durante a fundição e o fenômeno de adesão/corrosão causado pela interação química

entre a liga fundida e a ferramenta durante o preenchimento e a solidificação

(SATURNINO, 2004).

2.4 Diagramas de Fases

As ligas Al-Si são utilizadas em componentes de caixa de direção hidrá

razão de sua resistência mecânica

processamento por técnicas de fundição sob pressão. A fluidez e

liga Al-Si eutética constituem vantagem sobre as ligas hipoeutéticas, porém meno

resistência e ductilidade inibem a sua maior utilização

estudaram a alteração da estrutura das ligas eutéticas com a introdução dos agentes

modificadores, tais como Sr e Ti

ductibilidade da liga.

As ligas Al-Si mais usadas compreendem as hipo, hiper ou eutéticas

silício entre 10,0 e 18,0% em peso

Figura

Em geral, as ligas de alumínio apresentam boa usinabilidade para vários critérios de

avaliação. A força exigida na ferramenta, quando se usina

baixa e tende a diminuir com o aumento da velocidade de corte (TRENT

2000). O silício endurece o alumínio por solução sólida e acelera o desgaste da

ferramenta por abrasão. O silício possui maior ponto de fusão e, assim, o efeito do

aumento da fase rica em silício se traduz em usinagem com maiores tensões e

temperatura presente na interface entre ferramenta

Enfim, o teor de silício da liga pode proporcionar partículas primárias mais duras que

ocasionam desgaste por abr

ases

Si são utilizadas em componentes de caixa de direção hidrá

razão de sua resistência mecânica, classificada como média-alta,

processamento por técnicas de fundição sob pressão. A fluidez e a

eutética constituem vantagem sobre as ligas hipoeutéticas, porém meno

resistência e ductilidade inibem a sua maior utilização. Suarez e Asensio

a alteração da estrutura das ligas eutéticas com a introdução dos agentes

tais como Sr e Ti, o que mostrou contornar os problemas

Si mais usadas compreendem as hipo, hiper ou eutéticas

% em peso, conforme Figura 2-3.

Figura 2-3 - Diagrama de equilíbrio da liga Al

Fonte: Suarez e Asensio-Lozano (2005).


avaliação. A força exigida na ferramenta, quando se usinam as ligas de alumínio,

uir com o aumento da velocidade de corte (TRENT



ase rica em silício se traduz em usinagem com maiores tensões e

temperatura presente na interface entre ferramenta e peça (REIS

teor de silício da liga pode proporcionar partículas primárias mais duras que

ocasionam desgaste por abrasão da ferramenta (TEER et al., 2005).

14

Si são utilizadas em componentes de caixa de direção hidráulica em

alta, que facilita seu

a baixa contração da

eutética constituem vantagem sobre as ligas hipoeutéticas, porém menor

. Suarez e Asensio-Lozano (2005)

a alteração da estrutura das ligas eutéticas com a introdução dos agentes

o que mostrou contornar os problemas de baixa

Si mais usadas compreendem as hipo, hiper ou eutéticas, com a faixa de

Diagrama de equilíbrio da liga Al-Si.

).


as ligas de alumínio, é

uir com o aumento da velocidade de corte (TRENT; WRIGHT,



ase rica em silício se traduz em usinagem com maiores tensões e

peça (REIS; ABRÃO, 2005).

teor de silício da liga pode proporcionar partículas primárias mais duras que

, 2005).

15

Verifica-se, também, elevação na taxa de desgaste da ferramenta, quando se usina

a liga Al-Si com ferramenta composta de carbonetos, limitando-se a velocidade de corte

pelo desgaste do tipo atrito (attrition). Esse tipo de desgaste na peça usinada não

depende apenas das fases presentes na peça, mas, também, da sua quantidade e

distribuição (TRENT; WRIGHT, 2000).

2.5 Revestimentos

Atualmente, considerando todo o metal duro utilizado na indústria, a porcentagem de

metal duro revestido é próxima a 90% (MACHADO; SILVA, 2004). Existe grande

quantidade e variedade de ferramentas de metal duro revestido oferecido por

fabricantes. Há mais classes de metal duro revestido do que sem revestimento. Esses

revestimentos podem ser aplicados em substratos de quaisquer classes de metais

duros. Um fator que contribui bastante para o crescimento da utilização de ferramentas

de metal duro revestidas é o maior domínio das técnicas de revestimento. Dois tipos de

processos podem ser utilizados para revestir os metais duros: o Phisical Vapour

Deposition ou deposição física a vapor (PVD) e o Chemical Vapour Deposition ou

deposição química a vapor (CVD).

O PVD é utilizado normalmente em aços rápidos em temperaturas na faixa de 450 a

500 °C, mas também é aplicado em ferramentas de metal duro. Esse processo é

realizado em uma câmara de vácuo em presença de argônio. O revestimento em

ferramentas de metal duro é hoje mais frequentemente aplicado pelo processo de CVD.

A fim de ilustrar o processo, toma-se como exemplo o revestimento de uma camada de

TiC. Para isso, vaporiza-se uma mistura de tetracloreto de titânio (TiCl4) e metano (CH4).

Essa mistura é colocada em um forno com uma atmosfera protetora de hidrogênio (para

evitar a formação de óxidos, que reduzem a aderência do revestimento) entre 900 e

1.100 °C e pressão levemente negativa (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2006).

Nesse ambiente, ocorre uma reação química que resulta em vapor de TiC, que, por

sua vez, se condensa sobre o metal duro, formando a camada de revestimento

(STEMMER, 2005). Geralmente, as ferramentas revestidas pelo processo de CVD têm

tenacidade menor se comparadas com ferramentas revestidas pelo processo de PVD

com o mesmo substrato. Isso limita um pouco as ferramentas revestidas pelo processo

de CVD em determinadas aplicações, como em cortes interrompidos (MACHADO;

SILVA, 2004). Os materiais mais utilizados para revestir metais duros são: carboneto de

titânio (TiC), óxido de alumínio (Al2O3), nitreto de titânio (TiN) e carbonitreto de titânio

(TiCN) (DINIZ et al., 2006).

16

2.5.1 TiN – Nitreto de Titânio

A finalidade principal dessas camadas é aumentar a resistência ao desgaste da

superfície que entra em contato com o cavaco, sendo que o núcleo permanece com a

tenacidade característica do metal duro. Assim, consegue-se aumentar a vida da

ferramenta e diminuir os esforços de corte. Os revestimentos podem ser uma única

camada de TiC, ou mais comum, o triplo revestimento de TiC, TiCN e TiN e TiC, Al2O3 e

TiN. Porém, esse número de camadas pode chegar a 12 (MACHADO; SILVA, 2004).

Cada camada tem uma função específica e a associação de diferentes camadas confere

à ferramenta excelente características. Normalmente, o TiC é utilizado na primeira

camada devido à melhor afinidade com o substrato e é um dos mais duros

revestimentos utilizados.

2.5.2 Al2O3 – Óxido de Alumínio

O Al2O3 reduz sua condutividade térmica com o aumento da temperatura. Além disso,

apresenta boa resistência ao desgaste. No revestimento, ao contrário do substrato,

quanto menor a condutividade térmica melhor, pois menor será a quantidade de calor

que chegará ao substrato. Para o substrato, quanto maior a condutividade térmica

melhor, pois o calor que chega será mais rapidamente dissipado (MACHADO; SILVA,

2004). O TiN e o TiCN normalmente ficam na camada externa por proporcionarem

baixos coeficientes de atrito entre a ferramenta e o cavaco, e diminuírem a tendência de

adesão característica dos materiais ferrosos. Outro revestimento que vem sendo

utilizado em metais duros é o nitreto de alumínio-titânio (TiAlN).

2.5.3 TiAlN – Nitreto de Alumínio Titânio

Este revestimento tem se mostrado excelente para a usinagem de ferros fundidos e

superligas de níquel. Para realizar o revestimento com este material, utiliza-se o

processo PVD. Este propicia uma camada mais fina e, assim, arestas mais afiadas, o

que é importante quando se desejam melhores acabamentos superficiais e/ou quando

se usinam materiais muito dúcteis, como o alumínio e o aço inoxidável austenítico

(DINIZ et al., 2006).

A seguir, são apresentados alguns aspectos importantes para a aplicação de

revestimentos (ASTAKHOV, 2006):

17

• Um revestimento específico, quando aplicado corretamente, pode aumentar a vida útil

da ferramenta revestida em duas-três vezes se comparada ao da ferramenta sem

revestimento. Além disso, os aumentos de 10-50% na produtividade têm sido

demonstrados em algumas aplicações.

• Revestimento normalmente acrescenta 0,6-1 µm na rugosidade superficial. Polimento

pós-revestimento é possível. Com isso, removem-se as macropartículas formadas sobre

o revestimento durante o processo de deposição (SEGAL; TOVBIN, 1999).

• Revestimento muda as dimensões da ferramenta de corte. A mudança depende do

revestimento, sua espessura especificada e o processo de revestimento. Normalmente,

o PVD é recomendado para ferramentas de menor tolerância e CVD para ferramentas

de maior tolerância. A maioria dos revestimentos PVD adiciona 2-3 µm de cada lado de

uma ferramenta ou componente. CVD e PVD CrN são mais espessos e podem adicionar

10 µm ou mais em alguns casos. A temperatura de processamento pode prejudicar o

material do substrato. As temperaturas de CVD, em particular, afetam as condições de

tratamento térmico de ferramentas e componentes, e podem causar alterações

dimensionais (ASTAKHOV, 2006).

• Os revestimentos são aplicados em várias camadas alternadas. Isso ocorre porque o

aumento da dureza ocorre com a diminuição do tamanho do grão, e o tamanho do grão

diminui simultaneamente com a diminuição da espessura da camada (OUTEIRO et al.,

2002). Isso é especialmente verdadeiro para revestimentos de alumina: camadas finas

de revestimento de alumina são mais duras.

Revestimentos mais duros proporcionam melhor resistência ao desgaste. A

espessura máxima desejável, tamanho de grão mínimo, só é possível com a introdução

do método de multicamadas alternadas (OUTEIRO et al., 2002). O método mais comum

de obtenção da redução do tamanho de grão em camadas Al2O3 é periodicamente

interromper a sua deposição, aplicando uma fina camada de TiC, TiCN e TiN. O

crescimento de grãos de Al2O3 é inibido após a aplicação subsequente de cada camada.

A aplicação de mais camadas dessa forma pode ser usada para construir o

revestimento com a espessura total desejada, mantendo o crescimento de grãos em

camadas Al2O3 ao mínimo.

18

Quadro 2-3 - Propriedades físicas básicas dos revestimentos.

Fonte: adaptado de Astakhov (2006).

2.6 Processo de Furação

Segundo Sales et al. (2008), os processos de furação e roscamento são os mais

utilizados dentre os processos de usinagem. O processo de furação é responsável por

40% do uso de metais na indústria aeroespacial. Isso é suficiente para ressaltar a

importância deste processo nos sistemas de fabricação. A furação foi responsável por

50% dos produtos usinados nos USA no final dos anos 1990. Se, por um lado, o

trabalho com furação e roscamento é importante, por outro, ele também apresenta

dificuldades no que diz respeito à peça usinada, à profundidade de furação e a

tolerâncias finais da peça, além de outros detalhes que tornam a usinagem difícil e de

execução complexa.

Segundo Ferraresi (1997), a furação é um processo que se destina a obter furos que

são geralmente cilíndricos e obtidos a partir de ferramentas multicortantes. A ferramenta

ou a peça gira e, simultaneamente, a peça ou a ferramenta se desloca em uma trajetória

retilínea. A furação se subdivide em:

• Furação em cheio: destina-se à abertura de um furo cilíndrico no material

usinado. Todo o material referente ao volume final do furo é removido na forma

de cavaco pelos canais axiais da ferramenta. A Figura 2-4 mostra os detalhes da

cinemática do processo de furação em cheio. O processo de furação em cheio é

um dos mais aplicados nas indústrias de manufatura e tem o objetivo simples de

proporcionar a passagem de um parafuso a condições mais complexas, como

preparar a superfície para o roscamento ou operações de mandrilamento do

material com o objetivo de melhorar a qualidade superficial.

Propriedade Nitreto de titânio (TiN)

Carbonitreto de titânio (Ti(C,N))

Nitreto de titânio alumínio ((Ti,Al)N)

Nitreto de cromo (CrN)

Cor Ouro Bronze Roxo/preto Prata

Dureza (HV) 2800 3000 2800 2000 - 2200

Espessura do revenimento (µm) 2 - 4 2 - 4 2 - 4 3 - 5

Estabilidade química em

(°C) 550 400 750 800

(°F) 1000 750 1330 1470

Lubricidade TiN/aço 0,4 - 0,55 0,5 - 0,6 0,5 - 0,6 0,55 - 0,65

Temperatura de deposição em

(°C) 500 500 500 350

(°F) 930 930 930 660

Comparação de custo Base 1,5 x base 2 x base 1,75 x base

Figura 2-4 - Detalhe da cinemática do processo de furação em cheio

• Furação com pré

processo tem como objetivo eli

transversal da broca quando são empregadas brocas de diâmetro acima de 16

milímetros. A aresta trans

esforços de corte e di

um processo de furação com pré

Figura 2-5 - Detalhe do processo de furação com pré

• Furação escalonada

simultaneamente. O objetivo da furação escalonada é aumentar

realizando simultaneamente furos de diâmetros menores e maiores,

o tempo de parada para a troca de ferramentas. Pode

de furação escalonada também quando existe a necessidade de rebaixos em

peças para ocultar cabeças de par

detalhe da furação e

Detalhe da cinemática do processo de furação em cheio

Fonte: Borges (2013).

Furação com pré-furação: abertura de um furo em uma peça pré

processo tem como objetivo eliminar os esforços de corte que surgem na aresta

sal da broca quando são empregadas brocas de diâmetro acima de 16

A aresta transversal produz um efeito de esmagamento que aumenta

esforços de corte e diminui o tempo de vida das ferramentas. A

um processo de furação com pré-furação.

Detalhe do processo de furação com pré-

Fonte: Borges (2013).

Furação escalonada: abertura de um furo com dois ou mais diâmetros

simultaneamente. O objetivo da furação escalonada é aumentar

alizando simultaneamente furos de diâmetros menores e maiores,

o tempo de parada para a troca de ferramentas. Pode-se empregar o processo


peças para ocultar cabeças de parafusos ou porcas. A Figura

detalhe da furação escalonada.

19

Detalhe da cinemática do processo de furação em cheio.

abertura de um furo em uma peça pré-furada. Este

ar os esforços de corte que surgem na aresta

sal da broca quando são empregadas brocas de diâmetro acima de 16

sal produz um efeito de esmagamento que aumenta

ui o tempo de vida das ferramentas. A Figura 2-5 mostra

-furação.

: abertura de um furo com dois ou mais diâmetros

simultaneamente. O objetivo da furação escalonada é aumentar a produtividade

alizando simultaneamente furos de diâmetros menores e maiores, e eliminando

se empregar o processo


Figura 2-6 mostra o

20

Figura 2-6 - Detalhe do processo de furação escalonada.

Fonte: Carvalho (2011).

• Furação de furos de centros: obtenção de furos centrais para posterior uso,

como apoio de peças de grande comprimento em contrapontos de cabeçotes

móveis de tornos universais. Este processo é similar ao processo de furação

escalonada conforme pode ser observado na Figura 2-6. Entretanto, produz um

furo cego, geralmente com pequenas dimensões, e o diâmetro maior da broca

produz apenas uma quebra de quina gerando o apoio.

• Trepanação: apenas uma parte de material do volume final é removida na forma

de cavaco, permanecendo um núcleo maciço. Este processo é usado quando se

deseja aproveitar o material da parte central para ser usado posteriormente.

Dessa forma, o processo permite o aproveitamento de material sem grandes

gerações de cavaco na forma de sucata, conforme Figura 2-7.

Figura 2-7 - Detalhe do processo de trepanação.

Fonte: Carvalho (2011).

A furação com brocas está incluída no grupo de processos de fabricação por

usinagem com arestas de geometria definida. Junto com o torneamento, é uma das

21

operações mais importantes, envolvendo aproximadamente 30% de todas as operações

de usinagem de metal. O processo de furação é responsável por 75% do volume de

material removido na usinagem (CASTILLO, 2005). Esse processo de furação é

realizado sob condições relativamente severas, dentre as quais podem ser citadas:

• a velocidade de corte não é uniforme, variando de zero no centro do furo até

máximo na periferia;

• o processo de geração de cavaco é de difícil observação;

• o fluido de corte, que deve atuar como refrigerante, lubrificante e meio de

transporte de cavacos, chega com dificuldade à aresta da ferramenta, onde é mais

necessário;

• há distribuição inadequada de calor na região de corte, ocorrendo, assim, atrito e

desgaste pronunciado nas quinas com cantos vivos.

É conhecido que as operações de furação apresentam dificuldades durante o

trabalho, já que a ferramenta que produz furos (seja qual for o método ou o tipo de

broca) deve, ao mesmo tempo, quebrar e extrair os cavacos o mais rápido possível para

evitar entupimento, aquecimento e danos às paredes do furo (acabamento). Mesmo os

materiais de cavacos curtos apresentam desafios para os diferentes tipos de brocas

quando se trata de furação mais profunda (CASTILLO, 2005).

2.7 Variáveis do Processo de Furação

O processo de furação considera a relação entre o diâmetro e o comprimento do

furo, a qual depende da técnica utilizada e do desvio de linearidade requerido. Métodos

mais simplificados permitem que o comprimento do furo seja até três vezes maior que

seu diâmetro, para que ainda se consiga boa qualidade de furo. A utilização de

ferramentas, técnicas e equipamentos especiais permite a elevação dessa relação para

oito. Existem máquinas especiais com sistemas mancalizados que garantem uma

precisão diferenciada em furações profundas. Porém, há restrições de brocas na

realização de furos de grandes diâmetros e/ou furações profundas devido ao desvio de

centro da broca. Sistemas especiais de furação, tais como brocas canhão e o sistema

BTA, permitem a execução de furos com relação entre comprimento e diâmetro superior

a 100 na faixa de diâmetro de 6 a 750 mm.

A velocidade de corte, avanço e profundidade de corte, respectivamente indexadas

por, cV , f e pa , são as variáveis mais importantes neste processo. A velocidade de

corte Vc é a velocidade instantânea do ponto de referência da aresta de corte da

22

ferramenta segundo a direção e sentido de corte. Para os processos com movimento de

rotação, a velocidade de corte é calculada pela Equação 2-1.

�� .�.�

Equação 2-1,

onde φ é o diâmetro da peça (mm) ou da ferramenta, no caso de ferramentas

rotativas, e n corresponde ao número de rotações por minuto. O avanço f é o percurso

de avanço em cada volta (mm/volta). A profundidade de corte pa é a profundidade ou

largura de penetração da ferramenta na peça medida numa direção perpendicular ao

plano de trabalho (NBR 6162/1989). Na furação com brocas helicoidais, os esforços

atuantes estão ligados à geometria da broca e às condições de corte e rigidez do

conjunto peça-máquina-ferramenta (ARENAS, 2003).

Na faixa de valores empregados na indústria, a velocidade de corte apresenta

influência discreta na força de usinagem. De acordo com Ferraresi (1997), em baixas

velocidades de corte e na ausência de aresta postiça de corte, ocorre queda nos valores

da força de corte. A velocidade de corte afeta a estabilidade pelo processo de

amortecimento que ocorre em velocidades abaixo de 25 m/min. Também em velocidade

de corte elevada, têm-se aumento da força de corte, desgaste de ferramenta e geração

de calor com elevação de temperatura na interface cavaco-ferramenta.

O aumento do avanço tende a aumentar a força de usinagem devido ao fato de se

ter o aumento das áreas referentes aos planos de cisalhamento (MACHADO; SILVA,

1999). O avanço afeta as condições de integridade da ferramenta, as condições

dimensionais do furo e o tempo de usinagem. Usualmente, valores maiores de avanço

propiciam elevação nos valores de rugosidade, do diâmetro usinado e das forças de

corte (BEZERRA, 2001). Enfim, alterações no avanço refletem mais significativamente

no tempo de usinagem que as alterações de rotação.

2.8 Formação de Cavaco

Entende-se por cavaco a porção de material que é removida da peça. Sua formação

influencia diversos fatores ligados à usinagem, tais como o desgaste da ferramenta, os

esforços de corte, o calor gerado na usinagem e a penetração do fluido de corte, entre

outros. O cavaco é o resultado final da imposição da ferramenta cortante sobre um

determinado material. S

WRIGHT, 2000; SALES; SANTOS, 2003;

A Figura 2-8 mostra a variação do ângulo de inclinação (

em função da distância do centro da broca para a sua extremidade.

Figura 2-8 - Variação dos ângulos de inclinação e saída em relação ao raio da

Os cavacos na furação são inicialmente gerados no centro da broca. O movimento

do centro da broca é ma

virtude da variação dos ângulos

formado na região mais próxima do centro da ferramenta é mais curto do que aquele

formado na região externa da broca. Es

seu fluxo para o centro da ferramenta em v

disso, a parte central da hélice da broca força o enrolamento do cavaco, apr

forma de espiral conforme

Figura 2-9 - Representação esquemática das formas iniciais do cavaco

. Sua formação foi proposta por diferentes autores (TRENT

; SANTOS, 2003; MACHADO; SILVA, 1999).

mostra a variação do ângulo de inclinação (λ) e do

ncia do centro da broca para a sua extremidade.

Variação dos ângulos de inclinação e saída em relação ao raio da broca.

Fonte: Shaw (1984).


do centro da broca é mais lento na face de corte em relação à sua extremidade. Em

virtude da variação dos ângulos “λ” e “γ” com raio da broca, tem


formado na região externa da broca. Essa diferença no comprimento do cavaco força o

seu fluxo para o centro da ferramenta em vez de ser perpendicular à

o, a parte central da hélice da broca força o enrolamento do cavaco, apr

conforme Figura 2-9.

Representação esquemática das formas iniciais do cavaco formado em uma broca.

Fonte: Ke, Ni e Stephenson (2005).

23

ua formação foi proposta por diferentes autores (TRENT;

SILVA, 1999).

) e do ângulo de saída (γ)

Variação dos ângulos de inclinação e saída em relação ao raio da


sua extremidade. Em

com raio da broca, tem-se que o cavaco


a diferença no comprimento do cavaco força o

à face de corte. Além

o, a parte central da hélice da broca força o enrolamento do cavaco, apresentando

Representação esquemática das formas iniciais do cavaco

Entretanto, quando o cavaco

forma só se manterá se hou

Esse movimento rotacional é dificultado com a evolução da usinagem, ou seja, em

relação à profundidade do furo e

Assim, se o movimento rotacional não se manti

de forma (KE et al., 2005). Nes

inicia na ponta da ferramenta devido às tensões tratadas nes

Um segundo modelo foi construído para a descrição da formação

usinagem de aço em má

ferramenta utilizada é bastante negativa (

Moisan e Dessuly (2002

encontram numa região ao redor do raio da ferramenta, enquanto que

peça antes do “chanfro” gerado pela ferramenta

Dessa forma, os baixos níveis de tensão de

nucleação da trinca ocorre

cisalhamento primária como pode ser observado na

Figura 2

Para a primeira fase da formação de cavaco

desenvolve seguindo o ataque da ferramenta. Seu comprimento relativamente

importante corresponde à parte do cavaco que não foi submetida a n

(FACCIO, 2002).

Informações sobre o processo de corte podem ser obtidas estudando

cavaco. A aresta postiça de corte (APC) é

Entretanto, quando o cavaco em formato espiral move-se por sobre a hélice, esta

forma só se manterá se houver uma rotação constante em relação ao seu próprio eixo.

e movimento rotacional é dificultado com a evolução da usinagem, ou seja, em

relação à profundidade do furo e à interação da hélice da broca com a parede do furo.

Assim, se o movimento rotacional não se mantiver, o cavaco pode se quebrar ou mudar

, 2005). Nesse modelo, Trent e Wright (2000) afirmam que a trinca se

inicia na ponta da ferramenta devido às tensões tratadas nesse local.

Um segundo modelo foi construído para a descrição da formação

áquinas de usinagem de alta velocidade. Nes

lizada é bastante negativa (γ=-26º) com o centro da broca. P

2002) afirmam que os níveis de constrição mais elevados se

contram numa região ao redor do raio da ferramenta, enquanto que

peça antes do “chanfro” gerado pela ferramenta, a constrição desaparece.

s baixos níveis de tensão de compressão abaixo da superfície e a

correm próximo à superfície externa do cavaco na zona de

ria como pode ser observado na Figura 2-10.

2-10 - Etapas descritivas de formação de cavacoFonte: Faccio (2002).

Para a primeira fase da formação de cavaco, a trinca se forma rapidamente e se


importante corresponde à parte do cavaco que não foi submetida a n

Informações sobre o processo de corte podem ser obtidas estudando

aresta postiça de corte (APC) é uma porção de material encruado ligado à da

24

se por sobre a hélice, esta

constante em relação ao seu próprio eixo.

e movimento rotacional é dificultado com a evolução da usinagem, ou seja, em

interação da hélice da broca com a parede do furo.

, o cavaco pode se quebrar ou mudar

firmam que a trinca se

e local.

Um segundo modelo foi construído para a descrição da formação do cavaco na

quinas de usinagem de alta velocidade. Nessas máquinas, a

26º) com o centro da broca. Poulachon,

que os níveis de constrição mais elevados se

contram numa região ao redor do raio da ferramenta, enquanto que, na superfície da

constrição desaparece.

compressão abaixo da superfície e a

próximo à superfície externa do cavaco na zona de

de cavaco.

a trinca se forma rapidamente e se


importante corresponde à parte do cavaco que não foi submetida a nenhuma distorção

Informações sobre o processo de corte podem ser obtidas estudando-se a área do

uma porção de material encruado ligado à da

25

superfície de saída da ferramenta e é estudada para revelar os efeitos de condições

diferentes no processo de corte, tais como: velocidade de corte, velocidade de avanço e

geometria da ferramenta.

Geralmente, um elevado valor do coeficiente de atrito entre o cavaco e a face da

ferramenta é a razão para a formação da aresta postiça. A aresta postiça de corte nasce

na forma de embrião na raiz do cavaco e cresce com a continuidade do processo de

corte. A Figura 2-11 mostra as forças de atrito na aresta postiça, f´CB na face de contato

entre o cavaco e a aresta postiça, e fBT na face de contato entre aresta postiça e a

ferramenta. Ambas as forças atuam na aresta postiça e trabalham como um binário de

cisalhamento da aresta postiça.

Figura 2-11 - Binário cisalhante que atua na aresta postiça.

Fonte: Venkatesh e Xue (1996).

Com o crescimento da aresta postiça ou o aumento do valor da altura “w”, o binário

cresce até que a aresta seja totalmente cisalhada. Posteriormente, a aresta postiça

cresce novamente. Assim, as forças de corte são gradualmente crescentes com o

crescimento da aresta postiça e, rapidamente, decrescem com a perda da aresta

postiça. As forças de corte alcançam valores máximos e mínimos, respectivamente,

antes e depois da perda da aresta postiça. A diferença entre os valores máximos e

mínimos depende do tamanho da aresta postiça, da altura do valor de “w” e do tempo de

crescimento da aresta postiça. Por outro lado, desde que a face de corte é substituída

pela aresta postiça, a ferramenta é protegida do desgaste até uma determinada

extensão. Venkatesh e Xue (1996) verificaram que brocas com ângulo da ponta

negativo produziram menor aresta postiça e furo de melhor qualidade.

Durante o processo de furação, o fator mais importante que afeta o desempenho da

ferramenta de corte e propriedades da peça é a temperatura de corte entre a broca e o

cavaco. A temperatura de corte afeta diretamente a qualidade do furo, rugosidade e

26

desgaste da ferramenta, e limita o aumento na velocidade de corte. As condições

térmicas na furação diferem significativamente dos outros processos, como o

torneamento. O cavaco é formado no fundo do furo e permanece em contato com a

broca em uma longa distância, aumentando a temperatura da ferramenta. As

temperaturas da ferramenta aumentam com a profundidade do furo. Temperaturas

crescentes e acúmulo de cavacos aquecidos no fundo do furo são sérios problemas em

furação e, muitas vezes, requerem resfriamento e saída do cavaco (COTTERELL,

2002).

Para controlar a furação a seco de ligas de alumínio, é necessário limitar a geração

de calor que ativa a difusão química entre o cavaco e a ferramenta, e facilitar a remoção

de cavaco da área de corte. A fonte de calor é produzida na zona de cisalhamento

primária (C), na zona de cisalhamento secundária (A) e, por último, onde ocorre o atrito

entre a ferramenta e a superfície da peça (B) conforme Figura 2-12. O calor gerado

afeta parte do flanco (superfície de incidência) da ferramenta e toda a superfície usinada

da peça.

Figura 2-12 - Temperatura peça, ferramenta e cavaco.

Fonte: Tedesco (2007).

2.8.1 Características da Formação do Cavaco na Furação

Um dos problemas do processo de furação é a evacuação dos cavacos de dentro do

furo. Se os cavacos não forem formados de maneira tal que propiciem sua fácil retirada

do interior do furo, eles podem causar o seu entupimento, o aumento do momento torçor

necessário e a consequente quebra da ferramenta.

A quebra de uma broca helicoidal dentro de um furo é um problema grave, pois, além

da perda da ferramenta, a retirada da broca do interior do furo é, em geral, uma tarefa

cara e demorada e que, muitas vezes, leva à rejeição da peça. Levando-se em conta

27

que um furo é normalmente um pequeno detalhe de uma peça bem maior, tal rejeição

pode representar uma perda substancial considerando-se os custos de produção.

Assim, é fundamental induzir a geração de cavacos que tenham uma forma tal que

sejam de difícil remoção do furo. Se o cavaco tiver forma de fita, será muito difícil extraí-

lo do furo. Cavacos helicoidais ou em lascas são os que mais facilmente podem ser

removidos dos furos (FERRARESI, 1997).

A remoção do cavaco pode ainda ser auxiliada pela utilização de um ciclo de furação

que retire frequentemente a broca de dentro do furo durante o processo de corte (o que

gera tempos passivos extras) e/ou pelo insuflamento de fluido de corte sob pressão

diretamente no fundo do furo por meio de canais especialmente construídos na broca

para tal fim.

O crescimento do avanço facilita a quebra e, consequentemente, a remoção do

cavaco de dentro do furo. A aresta de corte move-se segundo uma espiral que se inclina

do ângulo “η” com relação à direção de corte. A Equação 2-2 mostra que “η” aumenta

com o crescimento do avanço (f) e com a diminuição do diâmetro da broca.

a

aD

ftg

.πη =

b

bD

ftg

.πη =

c

cD

ftg

.πη =

Equação 2-2

A Equação 2-3 mostra que o ângulo efetivo de folga diminui com o aumento de η.

Assim, o aumento do avanço para facilitar a quebra do cavaco faz com que o ângulo

efetivo de folga diminua e, com isso, aumente a deformação plástica do fundo do furo,

principalmente próximo ao centro, onde esse ângulo é menor ainda (FERRARESI,

1997).

ηαα −= ffe Equação 2-3

Além disso, existe um limite para o crescimento do avanço. Acima de um

determinado valor, o avanço pode causar a quebra da broca ou a paralisação do avanço

da máquina. A velocidade de corte diminui à medida que se caminha da periferia para o

centro da broca, já que ela depende do diâmetro. Assim, quando materiais dúcteis são

furados em cheio (sem pré-furação), a formação de APC na vizinhança do centro da

broca é inevitável (FERRARESI, 1997).

A utilização de velocidade de corte baixa pode gerar a formação APC numa porção

maior do diâmetro da broca. Por outro lado, o aumento da velocidade para minimizar a

formação da APC gera maiores desgastes de ferramenta, já que a vizinhança da

28

periferia da broca, que antes do aumento da velocidade já não formava APC, agora

passa a se desgastar mais rapidamente (FERRARESI, 1997).

O ângulo de saída das brocas helicoidais diminui no sentido da periferia para o

centro da broca, sendo que se têm ângulos bastantes negativos próximos ao ângulo

efetivo de folga e a presença da aresta transversal de corte faz com que as condições

de corte nessa região sejam bem desfavoráveis.

Por esse motivo, a força de avanço (força de penetração da broca) aumenta,

gerando deformação (flexão e flambagem) da broca (principalmente para broca de

diâmetro pequeno) e do eixo-árvore (principalmente para máquinas pouco rígidas) e,

consequentemente, desvios de forma e posição do furo (ovalização e excentricidade).

Outra consequência dessa dificuldade de realização do corte no centro do furo é a

deformação plástica do material do fundo do furo, causando encruamento em materiais

dúcteis, o que aumenta ainda mais a força de avanço necessária (FERRARESI, 1997).

Dados esses fatos, é fundamental que se tome alguma iniciativa para minimizar o

problema do corte do centro do furo. Uma das ações normalmente adotadas é a

realização de um chanfro na aresta transversal de corte, que, além de diminuir o

tamanho dessa aresta, aumenta o ângulo de saída da ferramenta nessa região. Uma

segunda ação é a usinagem de um pré-furo que tenha diâmetro maior que o diâmetro da

aresta transversal de corte, o que soluciona o problema, mas gera maiores custos de

usinagem pela introdução de uma operação extra de acabamento (FERRARESI, 1997).

2.8.2 Classificação das Brocas Quanto à Forma e Aplicação

Os tipos de brocas podem ser divididos em grupos de uso geral e de condições

severas de acordo com a dificuldade de execução do furo (ASM, 1989). As brocas de

uso geral podem passar por alterações na geometria de corte, e as brocas de condições

severas suportam elevadas tensões de torção e apresentam maior rigidez que as

primeiras. A Figura 2-13 mostra os detalhes de uma broca helicoidal.

29

Figura 2-13 - Partes de uma broca helicoidal.

Fonte: adaptado da NBR 6176.

2.8.3 Generalidades sobre Brocas Helicoidais

As brocas são classificadas pelo seu diâmetro externo, que deve estar dentro do

campo de tolerância h8. Por exemplo, para brocas com diâmetro externo maior que três

e menor ou igual a seis (3 < Ø ≤ 6) equivalem os limites de tolerância Ø0,000/-0,018. As

partes constituintes de uma broca helicoidal e a descrição das principais estão

mostradas na Figura 2-13.

Canais helicoidais: são as superfícies de saída da ferramenta e são destinadas à

remoção dos cavacos. O comprimento do canal helicoidal depende do diâmetro da

broca e da profundidade do furo (DINIZ et al., 2006).

Arestas principais de corte: as arestas agem diretamente no corte do material. As

duas arestas principais de frente são paralelas entre si e, vistas de lado, formam o

ângulo de ponta (STEMMER, 1995).

Aresta transversal de corte: é a aresta que une as duas arestas principais. Seu

comprimento depende do diâmetro do núcleo (STEMMER, 1995).

Comprimento Total

Haste

Comprimento Canal

Largura da Guia

Comprimento da Ponta

Ângulo da Ponta

Largura da Sup. Lateral de FolgaSuperfície de Saída

Extremidade Cônica neste comprimento

1- Quina2- Espessura do Núcleo3- Aresta Transversal de Corte4- Profundidade5- Canal6- Diâmetro da Sup. Lateral de Folga7- Guia

8- Ângulo da Aresta Transversal9- Espessura do Núcleo10- Ângulo de Hélice11- Ângulo Lateral de Folga12- Flanco13- Aresta Transv. de Corte da Guia

Sup. Lateral de Folga

)653( ≤≤

30

Guias: servem para diminuição do atrito da ferramenta com a parede do furo,

reduzindo a superfície de contato e direcionando o trabalho da broca (DINIZ et al.,

2006).

Haste: tem a função de fixar a broca no porta-ferramentas, podendo apresentar-se

na forma cônica ou cilíndrica (DINIZ et al., 2006).

Núcleo: confere rigidez à broca e possui espessura de aproximadamente 0,16D

(DINIZ et al., 2006).

2.8.4 Classificação das Brocas Quanto ao Ângulo de Hélice

Tipo N: tem ângulo de hélice variando de 18 a 30° e é utilizado para aços ligados e

não-ligados, ferro fundido cinzento e maleável e ligas de alumínio de cavacos curtos;

Tipo H: tem ângulo de hélice entre 10 e 15° e é utilizado para materiais duros e

frágeis como ferro fundido com dureza superior a 240 HB;

Tipo W: para materiais moles com cavacos longos. Seu ângulo de hélice está entre

35 a 45°. A Figura 2-14 mostra os tipos de broca quanto ao ângulo de hélice.

Figura 2-14 - Tipos de broca quanto ao ângulo de hélice.

Fonte: adaptado de Weingaertner e Schroeter (1991).

2.8.5 Tipos de Afiações Especiais de Ponta de Brocas

Uma geometria adequada de afiação da ponta da broca melhora a qualidade dos

furos e reduz a força de avanço. Os tipos mais importantes de afiação para brocas

helicoidais são listados a seguir, sendo os mais empregados no setor de manufatura

(STEMMER, 1995).

Afiação cruzada: no lugar da aresta transversal, formam-se duas novas arestas

principais que provocam um efeito autocentrante. Consiste em retificar um plano

31

inclinado nos flancos da ferramenta, eliminando total ou parcialmente a aresta

transversal. Este tipo de afiação é utilizado normalmente para furação profunda;

Correção do ângulo de saída com diminuição da aresta transversal: para reduzir

a força de avanço, retifica-se uma reentrância na ponta da broca, reduzindo a aresta

transversal e, simultaneamente, corrigindo o ângulo de saída. Tem os objetivos de

diminuir o esforço axial na ferramenta e melhorar as condições de corte;

Afiação de ponta secundária: além do ângulo de ponta, usualmente igual a 118°,

retifica-se uma segunda ponta com ângulo entre 80 e 90°. O objetivo é a redução do

aquecimento nas partes mais externas das arestas, onde a velocidade de corte é mais

elevada. Os tipos de afiações podem ser observados na Figura 2-15.

Afiação com ponta de centragem: é utilizada para furação de chapas. O ângulo de

ponta varia de 150 a 180°, dependendo da espessura da chapa. É empregada em

furações de pouca profundidade (L/D<2).

Figura 2-15 - Tipos importantes de afiação para brocas helicoidais.

Fonte: adaptado de Oliveira (2008).

2.8.6 Influência da Geometria no Desempenho da Ferramenta

Para cada operação de furação, existe uma geometria ótima para emprego da broca

(SWINEHART, 1969). Na Figura 2-16, pode-se verificar os ângulos que compõem a

geometria da cunha de corte de uma broca helicoidal e sua importância significativa

sobre o processo de furação.

Figura 2-16

Ângulo de Ponta “σ”

(DINIZ et al., 2006). De acordo com

seguintes funções:

• altera a espessura do cavaco e aumenta o comprimento atuante d

o aumento do ângulo de ponta para

diminui;

• com o aumento do ângulo de ponta, aumenta

e a dissipação de calor;

• é responsável pelas forças passivas que ajudam a eli

Influencia na direção de s

Haq, Marimuthu e Jeyapaul

um compósito baseado em uma liga de alumínio com 10% de carbonetos de silício,

utilizando uma furadeira radial e brocas de aço rápido com ângulos de ponta de

115° e 140°, verificaram que o ângulo de ponta é um fator muito importante para a

furação. Especial importância foi dada

excelente desempenho para rugosidade, força de corte e torque, com a utilização de

baixa velocidade de corte igual a 87,96 m/

a centralização da broca, isto é, dificulta a repetibilidade de posicionamento da ponta da

- Geometria da cunha de uma broca helicoidal

Fonte: Chen e Liao (2003).

σ”: é o ângulo formado pelas duas arestas principais de corte

). De acordo com Stemmer (2005), o ângulo de ponta

ltera a espessura do cavaco e aumenta o comprimento atuante d

o aumento do ângulo de ponta para o mesmo avanço, a espessura de

om o aumento do ângulo de ponta, aumenta-se também a resistência mecânica

e a dissipação de calor;

responsável pelas forças passivas que ajudam a eliminar eventuais vibrações;

Influencia na direção de saída do cavaco.

, Marimuthu e Jeyapaul (2008), objetivando otimizar um processo de furação de


utilizando uma furadeira radial e brocas de aço rápido com ângulos de ponta de

ificaram que o ângulo de ponta é um fator muito importante para a

furação. Especial importância foi dada à ferramenta com ângulo de 90° devido ao seu


ocidade de corte igual a 87,96 m/min. Um ângulo de ponta m

da broca, isto é, dificulta a repetibilidade de posicionamento da ponta da

32

Geometria da cunha de uma broca helicoidal.

formado pelas duas arestas principais de corte

o ângulo de ponta “σ” tem as

ltera a espessura do cavaco e aumenta o comprimento atuante da aresta. Com

o avanço, a espessura de cavaco

se também a resistência mecânica

ar eventuais vibrações;

objetivando otimizar um processo de furação de


utilizando uma furadeira radial e brocas de aço rápido com ângulos de ponta de 90°,

ificaram que o ângulo de ponta é um fator muito importante para a

ferramenta com ângulo de 90° devido ao seu


Um ângulo de ponta maior dificulta ainda

da broca, isto é, dificulta a repetibilidade de posicionamento da ponta da

33

broca sobre a peça. Todavia, um grande ângulo de ponta permite, algumas vezes, o

aumento do avanço, reduzindo, com isso, o tempo de usinagem.

Um ângulo de ponta menor torna o cavaco mais fino e largo (CASTILLO, 2005). Para

a furação de alumínio, o ângulo de ponta normalmente empregado tem valores entre

118 e 140°, mas esse valor pode chegar a 150° para furação de chapas finas ou até 90°

para usinagem de ligas com teor de silício acima de 12% (WEINGAERTNER;

SCHROETER, 1991). Com o aumento do ângulo de ponta, o torque diminui até certo

ponto, mas a força axial aumenta e, às vezes, é acompanhada de intensas vibrações.

Com seu aumento, também diminui a vida da ferramenta (SWINEHART, 1969). O

melhor ângulo de ponta está muito relacionado ao tipo de material: quanto mais frágil,

menor o ângulo.

Além disso, o ângulo de incidência ou de folga “α” tem a função de diminuir a fricção

entre o flanco principal e a peça, reduzindo o calor e, consequentemente, o desgaste. A

seleção de um bom ângulo de incidência depende basicamente das propriedades do

material usinado e das condições de corte. Um ângulo de incidência grande geralmente

é usado para materiais dúcteis. Entretanto, o principal fator que governa a escolha do

ângulo de incidência é o avanço (SWINEHART, 1969). Se o ângulo de incidência é

muito pequeno, a aresta pode não penetrar de forma conveniente na peça e, com isso,

aumentar o desgaste da ferramenta devido ao forte atrito e superaquecimento da

ferramenta. Se o ângulo for muito grande, a aresta pode passar por avarias, como

quebra ou lascamento, em virtude do apoio deficiente (CASTILLO, 2005). Em ligas de

alumínio dúcteis, o ângulo de incidência pode ser de 17°. Já para as ligas mais

resistentes e com alto teor de silício, o ângulo de incidência varia entre 12 e 15°

(WEINGAERTNER; SCHROETER, 1991).

Chen e Liao (2003), em ensaios preliminares de furação de uma liga Inconel 718

utilizando uma broca de metal duro com revestimento de TiAlN e ângulos de ponta

variando entre 120 e 145° e de incidência variando entre 6 e 14°, mostraram a influência

desses ângulos determinando o melhor valor para esse caso. O melhor ângulo de ponta

foi de 140° e o melhor ângulo de incidência foi de 8°.

O ângulo da aresta transversal “ψ”: é o menor ângulo formado entre as arestas

principais e a aresta transversal. Este ângulo é determinado pelo ângulo de incidência

(STEMMER, 2005). A aresta transversal pode ser responsável por metade da força axial

na furação e por isso deve ser mantida tão pequena quanto possível. A maioria das

34

brocas é confeccionada com seu núcleo crescente na direção da haste, fazendo com

que reafiações sucessivas aumentem o tamanho da aresta transversal (BORK, 1995).

A aresta transversal é a área da ponta da broca que provoca imprecisão dimensional

no furo e cria uma tendência de deslocamento da ponta da ferramenta sobre a

superfície da peça no início do processo, dificultando, com isso, o posicionamento da

mesma (SALAMA; ELSAWY, 1996). Em decorrência de o ângulo de saída ser negativo

nessa região, praticamente não há corte, e, sim, deformação plástica. O material é

extrudado na direção das parcelas cortantes da aresta principal, contribuindo

substancialmente para o aumento da força de avanço (PIRTINI; LAZOGLU, 2005).

O ângulo de saída “γ”: varia desde um valor negativo no centro da broca a um

valor igual ao ângulo de hélice na periferia, fazendo com que o material seja removido

em diferentes condições. Quanto menor o avanço, maior poderá ser o ângulo de saída.

Maiores avanços provocam cortes mais pesados (CASTILLO, 2005). É importante

ressaltar que ângulos de saída negativos não combinam com velocidade de corte baixa,

pois isso diminui a ação do corte, levando à extrusão do material. E é exatamente essa

condição que é encontrada no centro da broca. O ângulo de hélice é formado entre o

eixo da broca e uma reta tangente à hélice, conforme Figura 2-14. Este exerce influência

na capacidade de penetração da ferramenta e no espaço para comportar os cavacos

(OLIVEIRA, 2008).

O ângulo de cunha “β”: é o ângulo entre a superfície de incidência e de saída. É

responsável pela resistência da aresta principal (OLIVEIRA, 2008).

O raio de quina “rεεεε”: tem o objetivo de reforçar a quina. Possibilita a redução na

espessura do cavaco, a diminuição da pressão específica de corte e a redução da

geração de calor na quina da broca. No entanto, o raio de quina pode induzir vibrações

devido ao aumento da área de contato da peça com a ferramenta (OLIVEIRA, 2008).

2.8.7 Geometria das Brocas e suas Aplicações

Em função das características da furação (diâmetro do furo, profundidade,

tolerâncias de forma, medidas e volume de produção), podem ser empregados

diferentes tipos de brocas, conforme descrito a seguir:

35

a) Brocas chatas: são as ferramentas mais antigas, obtidas por achatamento a quente

de uma parte de uma barra cilíndrica ou por encaixe de uma lâmina com duas arestas

principais de corte. Ainda hoje, elas podem ser encontradas sendo utilizadas em tornos

revólveres ou tornos automáticos na furação de materiais frágeis, como ferro fundido,

bronze e latão. Por outro lado, seu emprego é limitado, pois apresenta baixa resistência

a momentos torçores e, em furos mais profundos, a remoção de cavacos é bastante

deficiente (STEMMER, 2005).

b) Brocas helicoidais: são as ferramentas mais utilizadas na execução de furos, seja

na furação em cheio ou para aumentar o diâmetro de furos existentes (SCHROETER;

WEINGAERTNER, 2002). Em geral, possuem duas arestas principais de corte ligadas

pela aresta transversal (STEMMER, 2005). Brocas de três arestas principais de corte

são usadas na usinagem de ligas de alumínio, melhorando a autocentragem e o fluxo de

cavacos e, ainda, reduzindo as forças de corte e avanço (MOCELLIN, 2002).

c) Brocas helicoidais com pastilhas de metal duro: utilizadas principalmente na

usinagem de furos em materiais de alta abrasão (concreto, cerâmica e não-metálicos,

plásticos, ferros fundidos duros etc.) (CASTILLO, 2005). Por serem de metal duro,

devem ser utilizadas em velocidades de corte superiores, podendo chegar de duas a

três vezes quando comparadas àquelas recomendadas para brocas de aço rápido,

porém com avanço reduzido de duas a três vezes quando comparadas a essas últimas

(STEMMER, 2005).

d) Brocas escalonadas: possuem dois ou mais diâmetros retificados em brocas

padronizadas. Geralmente, são utilizadas na usinagem de furos com dois ou mais

diâmetros diferentes ou para operações combinadas de furação, chanframento ou

alargamento. Para maior rigidez, o diâmetro menor da broca escalonada deve ser maior

do que o diâmetro do seu núcleo (STEMMER, 2005).

e) Brocas de centro: como expressado pelo próprio nome, geralmente utiliza-se a

brocas de centro para a confecção de furos de centro em peças de revolução que serão

usinadas entre pontas. Na verdade, trata-se de ferramenta combinada de furar e

escariar (STEMMER, 2005).

f) Brocas com dutos de refrigeração: usadas na usinagem de furos mais profundos.

O fluido de corte passa pelos dutos, atingindo a zona de corte, refrigerando a ferramenta

36

– além do seu corpo, a peça – e ainda auxiliando na retirada do cavaco por meio da sua

saída pelos canais da broca (STEMMER, 2005).

g) Brocas helicoidais escalonadas de múltiplas guias: possuem duas guias

diametralmente opostas para cada diâmetro. As vantagens destas brocas sobre as

brocas escalonadas descritas no item “d” são a sua vida mais longa e a maior facilidade

para sua reafiação (STEMMER, 2005).

h) Brocas-canhão: também conhecidas como brocas com remoção externa de

cavacos e destinadas a furos de diâmetros de 3 a 20 mm (DINIZ et al., 2006). São

utilizadas, principalmente, em furações profundas. Suprem as inconveniências do uso

de brocas helicoidais, tais como desvio dos furos devido à carga na ponta e deficiência

das guias, pouca rigidez diante da ação de torques elevados e necessidade de retirada

frequente do furo para descarga dos cavacos devido à dificuldade de penetração do

fluido de corte. Já na broca-canhão, conforme Figura 2-17, a lubrificação é feita sob alta

pressão pelo canal que sai sobre a superfície principal de folga e arrasta os cavacos no

seu retorno pelo canal, que ocupa 1/3 da seção da broca, assegurando maior rigidez à

torção (STEMMER, 2005). Neste caso, o movimento de rotação é feito pela peça em

máquina especial.

Figura 2-17 - Broca-canhão.

Fonte: König (1997 apud CASTILLO, 2005).

i) Brocas BTA: também conhecidas como brocas-canhão com remoção interna de

cavacos conforme Figura 2-18. São destinadas à execução de furos de 18 a 64 mm,

com profundidade limitada pelo equipamento e ferramental disponível (DINIZ et al.,

2006).

37

Figura 2-18 - Broca BTA.


j) Brocas de canais retos: são ferramentas mais eficazes em furação profunda do que

as brocas helicoidais devido à sua maior rigidez e boa resistência à torção. As brocas de

canal reto apresentam bons resultados de erros de forma (circularidade e cilindricidade)

(Figura 2-19). São fabricadas de metal duro e são utilizadas, principalmente, para

furação de ligas de alumínio etc., sendo limitadas a furos de 15 vezes o diâmetro de

comprimento (STEMMER, 2005; GUHRING, 1997 apud CASTILLO, 2005).

Figura 2-19 - Broca de canais retos.

Fonte: Stemmer (2005) e Guhring (1997 apud CASTILLO, 2005).

k) Brocas ocas: utilizadas na operação de trepanação, a qual resulta em um núcleo

aproveitável, com consequente redução de produção de cavacos (STEMMER, 2005).

Utilizada somente na usinagem de furos passantes (DINIZ et al., 2006).

l) Brocas ejector: nome patenteado pela empresa SANDVIK, é bastante semelhante à

broca BTA, diferindo pelo sistema de retirada do cavaco. O sistema de lubrificação é

constituído de dois tubos concêntricos, sendo o corte pelo tubo externo. O tubo interno

possui alguns orifícios, pelos quais parte do fluido conduzido pelo tubo externo retorna,

gerando zona de baixa pressão e sugando os cavacos gerados na usinagem (Figura

2-20) (DINIZ et al., 2006).

38

Figura 2-20 - Cabeçote ejector.

Fonte: Castillo (2005).

2.8.8 Tipos de Afiação de Broca de Canal Reto

O processo de afiação é realizado por meio de ferramentas abrasivas para a

construção e manutenção das arestas principais de corte das brocas, para que estas

possam ser utilizadas no processo de furação. A afiação é um dos fatores responsáveis

pela qualidade dos furos, e uma geometria adequada de afiação reduz os esforços de

corte no processo de furação. O tipo de afiação de broca mais conhecido e aplicado é a

afiação em cone de revolução ou, simplesmente, afiação cônica. O princípio da afiação

cônica consiste em posicionar a ponta da broca em frente ao rebolo, observando a

formação do ângulo de ponta. Nessa posição, a broca gira em torno do seu eixo, que

está deslocado para formar o ângulo de folga. Este tipo de afiação apresenta como

vantagem a facilidade de fabricação e o bom comportamento na furação da maioria dos

materiais usinados (DINIZ et al., 2006).

A necessidade de introdução de melhorias ao processo de furação levou ao

aprimoramento de novas formas de geometria de afiação, considerando-se que não

existe afiação apropriada para obtenção constante do melhor resultado em todas as

aplicações (CORRÊA, 1996). Só uma afiação cuidadosa, executada em uma máquina

especial e ajustada para uma tarefa específica, pode garantir uma usinagem econômica.

Segundo (FERRARESI, 1997), afiação é um processo mecânico de usinagem por

abrasão, no qual é dado o acabamento das superfícies da cunha cortante da

ferramenta, com o fim de habilitá-las a desempenhar sua função. Dessa forma, são

obtidos os ângulos finais da ferramenta. No parágrafo subsequente, serão analisadas as

afiações especiais de brocas e suas áreas de aplicação.

Afiação com duplo tronco de cone: para a maioria das aplicações, a afiação com

duplo tronco de cone é a forma mais consistente e adequada (SCHROETER;

39

WEINGAERTNER, 2002). A superfície principal de folga (Aα) da ferramenta é uma parte

da superfície de um tronco de cone (Figura 2-21). As vantagens dessas brocas são a

facilidade de sua fabricação, sua reafiação e sua pequena susceptibilidade a

solicitações mecânicas elevadas. Como desvantagens, citam-se o pequeno efeito de

autocentragem e os erros de forma e posição associados. A aresta transversal aumenta

naturalmente com o aumento do diâmetro da broca e do núcleo da broca, de forma que

o aumento das forças de avanço tem efeito negativo sobre a precisão de trabalho.

Nesse caso, e sempre quando são feitas exigências especiais a uma broca, a ponta

da mesma recebe uma afiação especial que pode complementar a afiação de duplo

tronco de cone (por exemplo, a redução da aresta transversal) ou levar a uma

configuração completamente nova da ponta da broca (por exemplo, ponta de

centragem).

A aresta transversal trabalha em péssimas condições: velocidade de corte muito

baixa e ângulo de saída negativo, sendo responsável por grande parte do esforço

consumido no avanço da ferramenta (30 a 65%). Deve, por isso, ser mantida o menor

possível. Segundo Micheletti (1980) e Mattes (2009), a força de avanço surge,

principalmente, devido à ação da aresta transversal podendo chegar a valores da ordem

de 50%. O desempenho das brocas helicoidais evoluiu de forma significativa com o

surgimento de novos procedimentos e afiações. Neste caso, algumas afiações especiais

são utilizadas.

Figura 2-21 - Forma A: afiação de duplo tronco de cone com redução da aresta

transversal melhora consideravelmente a capacidade de centragem da broca e reduz a

força axial (força de avanço) como decorrência da redução da aresta transversal a

aproximadamente 0,1x D (utilizado principalmente para brocas tipo N a partir de 14 mm).

Figura 2-21 - Forma B: afiação de duplo tronco de cone com redução da aresta

transversal e ângulo de saída corrigido leva à possibilidade de adaptar o ângulo de

saída para aplicações específicas. Normalmente, o ângulo de saída é reduzido a 10°,

que leva a uma estabilidade bastante grande da cunha sem dificultar o transporte do

cavaco pela diminuição do ângulo de hélice da broca. A afiação B é utilizada para altas

solicitações, como para a usinagem de aço com alto teor de manganês ou na furação de

chapas finas que fatalmente seriam puxadas para dentro do furo na saída da broca.

40

Figura 2-21 - Forma C: afiação de um duplo tronco de cone com afiação em cruz

sobre a aresta transversal, eliminando completamente a aresta transversal. É adequada

para furações profundas. O efeito de esmagamento produzido pela aresta transversal é

eliminado por duas partes cortantes na região da aresta transversal. Com isso, obtêm-se

características de corte melhoradas da broca. Também aqui se obtêm uma boa

capacidade de centragem e uma redução da força de avanço.

Figura 2-21 - Forma D: afiação com duplo tronco de cone com redução de cone

transversal e ponta de corte chanfrada, desenvolvida especialmente para a usinagem de

ferro fundido cinzento, cuja carepa dura abrasiva ataca as pontas de corte da

ferramenta. Aqui, uma segunda afiação com duplo tronco de cone com ângulo de ponta

menor leva à solução, pois, dessa forma, obtém-se uma melhora na dissipação do calor

e reduz-se o desgaste pelo aumento do comprimento da aresta cortante.

Figura 2-21 - Forma E: ângulo de ponta de 180° com ponta de centragem é utilizado

quando é necessária uma furação centrada ou quando se deseja fabricar furos

circulares e sem rebarbas na furação de chapas. Após a penetração total do cone de

centragem as duas parcelas da aresta principal cortantes atingem simultaneamente a

superfície a ser cortada em todo seu comprimento e, com isso, as pontas de corte se

apoiam sobre a parede do furo já no início da furação. A saída da broca ocorre também

instantaneamente em todo o comprimento da aresta principal de corte, levando à

formação de uma chapinha redonda plana com pequena formação de rebarba. Os

estudos de Novaski (1996) visam a elaborar propostas de novas geometria de afiações.

41

Figura 2-21 - Formas especiais de afiações de brocas A até E.

Fonte: Schroeter e Weingaertner (2002) e Stemmer (2005).

Neste trabalho, é proposto avaliar as geometrias de corte de brocas de canal reto,

nas afiações “A” e “N” e “R”, buscando identificar os benefícios de usinabilidade na liga

de alumínio e seguindo recomendações do fornecedor.

As novas geometrias não são muito conhecidas quanto ao desempenho em diversas

situações. Por essa razão, é mais simples e mais econômico, para o fabricante, suprir o

mercado apenas com brocas afiadas convencionalmente e deixar para o usuário realizar

as mesmas segundo as suas aplicações específicas. A afiação esférica produz menos

carga por área e menor calor e o dissipa mais facilmente. Os avanços podem ser

aumentados, contribuindo para a produtividade onde a vida da ferramenta é fator

preponderante (NOVASKI, 1996).

Arestas curvilíneas reduzem os esforços presentes na furação e produzem

condições propícias para possibilitar o aumento da vida da ferramenta (NOVASKI,

1996). As vantagens da afiação esférica são, segundo Donarrski (1984 apud CORRÊA,

1996):

42

- melhor dissipação do calor durante o processo de furação devido à distribuição de

temperaturas em suas arestas de corte;

- baixa pressão de corte por área nas arestas de corte.

2.9 Avarias e Desgaste da Ferramenta

O dano à ferramenta pode ser classificado em dois grupos: desgaste e avaria. O

desgaste é caracterizado pela perda de material em pequena quantidade, podendo ser

no nível molecular ou atômico, de modo progressivo e contínuo. A avaria, por sua vez,

ocorre em grande quantidade e de forma súbita (CHILDS et al., 2000).

Não existe material de ferramenta que suporte integralmente por muito tempo os

efeitos inerentes ao processo de usinagem. As ferramentas de corte devem suportar

muita fricção, tensões normais e altas temperaturas. Na usinagem, o modo de dano à

ferramenta e a taxa de desgaste são muito sensíveis às mudanças das condições de

corte. O desgaste da ferramenta pode não ser evitado, mas pode ser reduzido se os

mecanismos de sua ocorrência forem bem entendidos (CHILDS et al., 2000).

A literatura apresenta variações na classificação dos mecanismos de desgaste

(MACHADO; SILVA, 2004), conforme a seguir:

a) Desgaste frontal (ou de flanco): ocorre na superfície de incidência da ferramenta

devido ao contato entre esta e a peça. Todos os processos de usinagem provocam

desgaste frontal, e este é intensificado pelo aumento da velocidade de corte.

b) Desgaste de cratera: este tipo de desgaste só ocorre na superfície de saída e é

causado pelo atrito do cavaco com a ferramenta. Quando este tipo de desgaste se

encontra com o desgaste frontal, ocorre a quebra da ferramenta.

c) Deformação plástica da aresta de corte: é um tipo de avaria que ocorre devido

à sobreposição dos efeitos da pressão aplicada à ponta da ferramenta e às altas

temperaturas nessa região. O crescimento desta, além de piorar o acabamento

superficial, pode gerar a quebra da aresta de corte. Pode ser evitada pela escolha

adequada da geometria da ferramenta.

43

d) Lascamento: ocorre em materiais frágeis. Diferentemente dos desgastes frontal e

de cratera que retiram pequenas partículas continuamente, retira partículas maiores de

uma só vez. Pode ser eliminado pelo uso adequado do ângulo de incidência.

e) Trincas: este tipo de avaria é causado pela variação de temperatura que ocasiona

fadiga térmica e/ou esforços mecânicos. Quando tem origem térmica, ocorrem

perpendicularmente à aresta de corte. Quando tem origem mecânica, devido, por

exemplo, ao corte interrompido, são paralelas à aresta.

O desgaste de flanco está presente em todas as operações de corte. É o tipo de

desgaste de ferramentas que é mais conhecido e também é relativamente fácil de ser

medido. Para vários tipos de ferramentas, a largura do desgaste de flanco é adequada

para predeterminar a vida da ferramenta (SIHVO; VARIS, 2008). O desgaste pode ser

medido diretamente em uma ferramenta (método de monitoramento direto); por

exemplo, na troca de peças em uma máquina.

Esse método de visualização da condição da ferramenta é usado especialmente

durante testes de furação geralmente realizados em laboratório; por exemplo, quando se

testam brocas com diferentes geometrias, ou revestimentos, ou novos parâmetros de

corte. O desgaste da ferramenta também pode ser correlacionado com as forças de

corte. Contudo, gasta-se muito tempo medindo todas as formas de desgaste e também

é trabalhoso extrair conclusões dos resultados dos testes quando ocorrem muitos tipos

de desgaste. Além disso, é difícil definir a frequência com que a ferramenta deve ser

medida. Mas, apesar disso, a medição do desgaste da ferramenta tem sido o melhor

método para monitorar os testes de furação (SIHVO; VARIS, 2008).

Os esforços da aresta transversal podem causar lascamentos e, consequentemente,

destruição da aresta transversal. Já nas quinas, o desgaste predominante ocorre devido

às solicitações térmicas decorrentes da velocidade de corte e ao calor gerado pelo atrito

dos cavacos contra a superfície de saída. Nas guias, o desgaste ocorre devido ao atrito

da ferramenta contra a superfície do furo (CASTILLO, 2005).

O desgaste total que ocorre na superfície de contato da ferramenta, que no caso é a

superfície de incidência, é a sobreposição dos efeitos dos mecanismos de desgaste

separados. Entretanto, um mecanismo entre os demais prevalece dependendo das

condições de corte, do material da ferramenta e do material de trabalho

(ARSECULARATNE; ZHANG; MONTROSS, 2006). Como será mostrado na próxima

seção, o desgaste de flanco é causado basicamente por abrasão e pelo desprendimento

44

da APC, enquanto o de cratera ocorre devido a outros tipos de desgaste, como difusão,

desgaste de entalhe, aderência e oxidação.

2.9.1 Causas do Desgaste de Ferramentas

Como fatores principais, pode-se citar Stemmer (1995):

a) Abrasão: é o desprendimento de pequenas partículas devido às altas pressões e

temperaturas que ocorrem entre a peça e a ferramenta. O aumento da velocidade de

corte tende a aumentar esse fenômeno. A resistência à abrasão depende basicamente

da dureza do material da ferramenta.

b) Aderência: ocorre entre as asperezas superficiais da ferramenta e o material da

peça. Ocorre, também, devido às altas temperaturas e pressões presentes na região de

corte, com o agravante que a superfície do cavaco recém-arrancado apresenta-se sem

camadas protetoras de óxido e, portanto, é quimicamente muito ativo. A forma mais

evidente de aderência é a aresta postiça, que é formada por partículas que se soldam

na superfície de saída da ferramenta. Devido ao elevado grau de encruamento a que

são submetidas, são duras e resistentes. A aresta postiça dificulta o deslizamento do

cavaco, aumentando o coeficiente de atrito na superfície de saída e provocando maior

recalque do cavaco. Quando ocorre o desprendimento dessas partículas, ocorre,

também, o desgaste abrasivo no flanco. Em velocidades de corte elevadas, a

temperatura pode recristalizar o material aderido, fazendo com que o material da

ferramenta, muito mais resistente ao calor, não seja afetado.

c) Difusão: ocorre a elevadas temperaturas quando os átomos adquirem certo grau

de mobilidade e é intensificado quando a ferramenta e o material da peça possuem

elementos com afinidade química. Para ferramentas confeccionadas em aço rápido,

este tipo de fenômeno não ocorre devido ao fato de a faixa de temperatura de

ocorrência da difusão ser maior que a de amolecimento da ferramenta. Já nos metais

duros, pode ocorrer migração de componentes entre o material da peça e o da

ferramenta, mudando a estrutura ou dissolução de carbonetos no cobalto em

temperaturas entre 700 e 1.300 °C.

d) Desgaste químico e eletrolítico: são causados pela interação entre a peça e a

ferramenta. Pode ser ativado pela ação do fluido de corte e pela corrosão galvânica.

45

e) Oxidação: ocorre a altas temperaturas quando compostos são gerados devido ao

ar e ao próprio fluido de corte. A ferramenta ou o próprio material da peça podem estar

oxidados e esse material é levado pelo cavaco durante a usinagem. A oxidação, muitas

vezes, é responsável pelo desgaste da aresta secundária. Dessa forma, afeta

diretamente a qualidade das superfícies usinadas e, em consequência, a vida da

ferramenta (CASTILLO, 2005). As principais causas podem ser observadas na Figura

2-22 a seguir.

Figura 2-22 - Principais causas de desgaste de ferramentas.

Fonte: Vieregge (1970 apud MACHADO; SILVA, 2004).

Childs et al. (2000) classificam três causas básicas responsáveis pelos danos em

ferramentas, quais sejam: (i) danos à ferramenta devido à adesão, (ii) os causados por

origem mecânica e (iii) danos de origem térmica. Os danos causados por origem

mecânica são avarias ou desgastes. Nessa categoria, inclui-se a abrasão. Por sua vez,

os danos de origem térmica incluem a difusão, o desgaste por corrente elétrica e a

oxidação, pois estes são fenômenos intensificados pelo aumento da temperatura.

2.10 Esforços de Corte na Furação

Com o objetivo de analisar a operação de corte, certas observações devem ocorrer

durante o processo. Uma das formas mais importantes de avaliar o processo de

usinagem durante a operação de corte é a determinação das componentes de força

(SHAW, 2005). Assim, forças de usinagem podem ser medidas de duas formas: (i)

direta e (ii) indiretamente (CHILDS et al., 2000).

46

As medições diretas são feitas utilizando dinamômetros que fornecem sinais elétricos

proporcionais às forças aplicadas. Essas medições são utilizadas quando é necessário

saber com precisão a magnitude e a direção das forças.

As medições indiretas envolvem a dedução do comportamento da máquina-

ferramenta. Por exemplo, a potência usada pelo motor do eixo principal pode ser

correlacionada com a força principal de corte ou com o torque. Particularmente, em

máquinas com CNCs, métodos indiretos podem ser utilizados para determinar as forças

ativas. Esses métodos são menos precisos que os diretos, mas podem ser suficientes

para monitorar o comportamento da ferramenta de corte durante a ocorrência do

processo de usinagem.

As forças de usinagem que agem em uma broca helicoidal durante o processo de

corte podem ser divididas em três componentes, quais sejam: Força de corte Fc, Força

de avanço Ff e Força passiva Fp. A Figura 2-23 mostra essas Forças. A Força de corte

Fc está relacionada diretamente à resistência do material ao corte, tendo grande

influência sobre o momento torçor. A Força de avanço Ff é decorrente da atuação na

aresta transversal de corte e da resistência à penetração do material usinado. Já a

Força passiva Fp atua em uma parcela da aresta principal. As forças passivas atuantes

nas arestas tendem a se anular mutuamente e são desprezíveis quando comparadas

com as forças de corte e de avanço.

Figura 2-23 - Componentes da força de usinagem.

Fonte: adaptado de Stemmer (2005).

O momento torçor para furação em cheio vale:

47

2][2000

NmDF

M c

t =

Equação 2-4,

onde Fc é a força de corte em [N] e “D” é o diâmetro da broca em [mm].

Segundo Stemmer (2005), a potência de corte pode ser calculada pela seguinte

relação:

3][9549

KWnM

P tc =

Equação 2-5,

onde “n” é o número de rotações.

2.10.1 Forças e Potência de Corte na Furação

Durante o processo de furação, verificam-se resistências à penetração da broca

devido ao:

a) corte do material nas duas arestas principais de corte;

b) corte e esmagamento do material na aresta transversal de corte;

c) atrito das guias com a parede do furo e entre a superfície de saída da broca e o

cavaco.

Uma broca helicoidal durante o corte é basicamente submetida a esforços de torção

devido à rotação da broca e ao esforço de compressão devido ao avanço da broca.

Assim, para se estimarem os esforços de um processo de furação, basta calcular o

momento torçor e a força de avanço do processo.

É importante notar que, quando as arestas principais da broca não estão igualmente

afiadas, o esforço de corte de uma aresta é diferente do esforço da aresta, podendo

causar flexão da ferramenta. Dados os três tipos de resistência que uma broca helicoidal

tem que vencer para realizar o corte, tem-se que:

tctbtattotal MMMM ++=

Equação 2-6

fcfbfaftotal FFFF ++= Equação 2-7,

onde:

tM = Momento torçor (N.m);

48

fF = Força de avanço (N);

a, b e c = contribuição das resistências a, b e c citadas aos esforços tM e fF . A

participação percentual de cada uma dessas grandezas oscila entre os seguintes

valores de acordo com a Tabela 2-1.

Tabela 2-1 - Momento torçor e força de avanço.

Arestas principais Aresta transversal Atritos

Momento torçor 77-90% 3-10% 3-13%

Força de avanço 39-59% 40-58% 2-5%

Fonte: Novaski (1996).

Nota-se, nesses dados, a grande participação da aresta transversal de corte nos

valores da força de avanço. Isso ocorre devido a alguns fatores, como: baixa rotação

da broca e ângulo de saída negativo na região central da broca, baixos valores e até

mesmo valores negativos do ângulo efetivo de folga nessa região, esmagamento do

cavaco e encruamento do fundo do furo causados pela aresta transversal. Por isso,

tenta-se evitar esse defeito danoso da aresta transversal por intermédio de seu

chanframento ou da furação com pré-furação (NOVASKI, 1996).

2.10.2 Fórmulas Experimentais para o Cálculo dos Esforços de Corte na Furação

Como em todos os processos de usinagem, diversos são os fatores que influem

nos esforços de corte na furação, dentre eles o avanço, a profundidade de usinagem,

a velocidade de corte, a geometria da ferramenta e o material da peça e da

ferramenta.

Porém, para que equações empíricas possam estimar os valores desses

esforços, é necessário que o número de parâmetros de influência seja reduzido, a

fim de que se tenha uma equação mais fácil de ser utilizada. Assim, os

pesquisadores que desenvolveram fórmulas de cálculo dos esforços de corte na

furação fizeram-no utilizando, principalmente, os parâmetros: diâmetro do furo (que,

na furação, é proporcional à profundidade de usinagem), avanço e material da peça

(SANDVIK, 1979).

Os demais fatores de influência estão colocados nas equações de maneira

implícita, isto é, as constantes das equações são válidas desde que os valores dos

49

demais parâmetros não se afastem muito daqueles utilizados quando da realização

dos ensaios que determinaram essas constantes. Se tais parâmetros se afastarem

demais dos usados nos ensaios, alguma correção precisa ser realizada. O principal

modelo empírico para o cálculo dos esforços de corte na furação pode ser baseado

na fórmula de Kronenberg para a determinação do momento torçor na furação em

cheio de acordo com a Equação 2-8.

11

11 .. yx fDCM = (kgf.mm) Equação 2-8,

onde:

D = diâmetro da broca (mm);

f = avanço (mm/revolução);

11,1 yexC = constantes empíricas do material da peça conforme Tabela 2-2.

A Tabela 2-2 fornece os valores de 11,1 yexC para os principais materiais metálicos

empregados na indústria de manufatura.

Tabela 2-2 - Coeficientes da Equação Kronenberg para alguns materiais metálicos.

Material Constantes

Aço C1 x1 y1

1085 30,2±0,5 2,05 0,86 1020 15,1±0,4 2,22 0,76

1065 24,3±0,9 2,05 0,83

1055 21,9±0,3 2,01 0,77

1025 37,9±0,6 1,87 0,77

52100 46,8±0,9 1,97 0,77

VM20 48,6±1,2 1,77 0,72

VND 26,2±0,8 2,13 0,78

VS60 10,9±0,8 2,33 0,70 Fonte: Diniz et al. (2006)

50

2.11 Erros de Forma em Furação

As superfícies dos componentes mecânicos devem ser adequadas ao tipo de função

que exercem. Por esse motivo, a importância do estudo do acabamento superficial

aumenta à medida que crescem as exigências do projeto. As superfícies dos

componentes deslizantes, como eixo de um mancal, devem ser lisas para que o atrito

seja o menor possível. Já as exigências de acabamento das superfícies externas da

tampa e da base do mancal são menores. Além disso, existem as superfícies

controladas a partir de normas que estabelecem um valor máximo para sua

comercialização, como os padrões de massa.

A produção das superfícies lisas exige, em geral, custo de fabricação mais elevado.

Os diferentes processos de fabricação de componentes mecânicos determinam os

acabamentos diversos nas suas superfícies. As superfícies, por mais perfeitas que

sejam, apresentam irregularidades. Essas irregularidades compreendem dois grupos de

erros denominados erros macrogeométricos e erros microgeométricos.

2.11.1 Erros Macrogeométricos – erros de forma

São os erros de forma, verificáveis por meio de instrumentos convencionais de

medição, como micrômetros, relógios comparadores, projetores de perfil etc. Entre

esses erros, incluem-se divergências de ondulações, ovalização, retilineidade,

planicidade, circularidade etc. conforme Figura 2-24.

51

Figura 2-24 - Tipos de erros comuns na geometria da usinagem dos furos.


2.11.2 Erros Microgeométricos – Rugosidade

É o conjunto de irregularidades, isto é, pequenas saliências e reentrâncias que

caracterizam uma superfície. Essas irregularidades podem ser avaliadas com aparelhos

eletrônicos como o rugosímetro. A rugosidade desempenha um papel importante nos

componentes mecânicos. Podemos citar a influência na qualidade de deslizamento,

resistência ao desgaste, possibilidade de ajuste forçado, resistência oferecida pela

superfície ao escoamento de fluidos e lubrificantes, qualidade de aderência que a

estrutura oferece às camadas protetoras, resistência à corrosão e à fadiga, vedação e

aparência (OLIVEIRA, 2008).

A grandeza, a orientação e o grau de irregularidade da rugosidade podem indicar

suas causas, que, entre outras, são: imperfeições nos mecanismos das máquinas-

ferramentas, vibrações no sistema, desgaste das ferramentas e o próprio método de

conformação das peças.

Segundo Whitehouse (1994), a maneira de analisar uma superfície está relacionada

às orientações dos sulcos provenientes do processo de fabricação. As marcas

originadas por processos de fabricação se encontram na Figura 2-25.

A qualidade da superfí

rugosidade, ondulação, falhas e marcas de avanço

processos de usinagem são classificados apenas em termos do p

rugosidade, que pode ser definido como um conjunto de irregulari

real em relação a uma superfíci

Das variações encontradas na superfície de uma peça usinada, uma que se torna

importante refere-se à textura ou acabamento superficial, relacionada diretamente

rugosidade superficial, sendo composta por erros microgeométricos resultantes de ação

inerente ao processo de corte. Para a definição do nível de rugosidade

atrito, o ajuste, o desgaste, a corrosão, a aparência, a resistência à fadiga, a

propriedade ótica, o escoamento de fluidos e a aderência

superfícies. A textura superficial é o reflexo do processo de manufatura. Toda

integridade superficial de um

tipo de furação, material a ser usinado, tipo de ferramenta com sua geometria e grau de

afiação, máquina-ferramenta e parâmetros de corte. Santos

a textura superficial é o reflexo do processo de manufatura e pode ser influenciada por

Figura 2-25 - Tipos de acabamento.

Fonte: Whitehouse (1994).

A qualidade da superfície usinada apresenta-se em função de quatro parâmetros:

rugosidade, ondulação, falhas e marcas de avanço. No entanto, normalmente

processos de usinagem são classificados apenas em termos do p

que pode ser definido como um conjunto de irregulari

real em relação a uma superfície de referência (SANTOS, 2001).


textura ou acabamento superficial, relacionada diretamente


inerente ao processo de corte. Para a definição do nível de rugosidade

o desgaste, a corrosão, a aparência, a resistência à fadiga, a

propriedade ótica, o escoamento de fluidos e a aderência da pintura e vedação entre


integridade superficial de um processo de furação depende de alguns fatores


ferramenta e parâmetros de corte. Santos e Wiley

reflexo do processo de manufatura e pode ser influenciada por

52

se em função de quatro parâmetros:

o entanto, normalmente, os

processos de usinagem são classificados apenas em termos do parâmetro de

que pode ser definido como um conjunto de irregularidades da superfície


textura ou acabamento superficial, relacionada diretamente à


inerente ao processo de corte. Para a definição do nível de rugosidade, utilizam-se o

o desgaste, a corrosão, a aparência, a resistência à fadiga, a

da pintura e vedação entre


processo de furação depende de alguns fatores, tais como:


e Wiley (2007) afirmam que

reflexo do processo de manufatura e pode ser influenciada por

53

fatores como: dureza, composição química, desgaste da ferramenta de corte,

parâmetros inadequados e instabilidade da máquina operatriz, devendo sempre conciliar

o acabamento superficial com o custo de fabricação.

A condição final de uma superfície usinada é o resultado de vários fatores, que

podem ter efeitos diferentes na textura superficial, como também nas camadas abaixo

desta. Conforme Santos (2001), para o favorecimento de um melhor acabamento, é

necessário observar algumas condições:

• rigidez e acuracidade da máquina-ferramenta;

• geometria da ferramenta de corte;

• parâmetros de usinagem;

• homogeneização do material em trabalho.

As ondulações e falhas devem ser evitadas na fabricação de uma superfície, pois

representam erros de fabricação. Isso não acontece com a rugosidade que tem um valor

especificado de acordo com a aplicação, o que faz do item um parâmetro importante

para a manufatura. Normalmente, a rugosidade é um parâmetro bastante utilizado na

indústria como controle do processo de saída, sendo especificada de acordo com a

aplicação, apresentando valores diferenciados, como a superfície dos acoplamentos

entre componentes, selos mecânicos, elementos de vedação, moldes para injeção e

superfícies de lubrificação.

Para a medição da rugosidade, normalmente utiliza-se um rugosímetro, podendo ser

realizada com ou sem contato entre o apalpador e a superfície usinada. O método de

medição mais utilizado na indústria automotiva é o de contato, justificado pelo baixo

custo e simplicidade de uso. Nesse método, alguns detalhes do equipamento acabam

influenciando a medição, como o raio da ponta do apalpador e seu desgaste. Para

minimizar tal influência, geralmente, são utilizados filtros no rugosímetro para medição.

Devido à importância relatada sobre a rugosidade, para seu controle, é necessário

estabelecer critérios de avaliação. Essa avaliação da qualidade superficial dos

processos de usinagem é classificada em termos de parâmetros de rugosidade. Alguns

dos parâmetros medem a variação vertical, horizontal ou uma combinação destas. No

caso da avaliação de processos produtivos, a indústria participante da pesquisa utiliza

alguns parâmetros de controle do processo, sendo Ra, Ry, Rt e Rz os mais utilizados.

Para a furação, a faixa de rugosidade média Ra pode ser compreendida entre 1,60 e 6,5

µm. No entanto, é difícil estipular um valor para os furos (BARBOSA, 2009). A norma

DIN 4766 abrange o valor de Ra na faixa compreendida entre 1,6 e 25 µm para o

processo de furação, conforme Quadro 2-4.

54

Quadro 2-4 - Valores de Ra para processos de fabricação.

Fonte: adaptado de (DIN 4766).

2.12 Rebarbas no Processo de Furação

A maioria dos processos de usinagem produz rebarbas (KIM; DORNFELD, 2001).

Rebarba significa presença de arestas ou pedaços de material indesejáveis gerados nas

peças. Para peças de precisão, a rebarbação e o acabamento da aresta podem

significar mais de 30% do custo da peça produzida (SAUNDERS, 2003). Caso as

rebarbas formadas nas peças sejam eliminadas, esses estudos tendem a diminuir. Se

não forem removidas, elas podem resultar em contato imperfeito entre peças, como o

assentamento indevido entre superfícies e montagens sem precisão (PANDE;

RELEKAR, 1985).

Além disso, as rebarbas juntamente com a produção de cavacos têm sido dois dos

principais inimigos da automatização de processos (NAKAYAMA; ARAI, 1987). O

problema torna-se ainda mais sério quando da usinagem com altas velocidades de corte

(HSM), pois, neste caso, as rebarbas reduzem a precisão de fixação da peça na

máquina e podem ferir o operador durante a fixação ou retirada da peça da máquina

(ENOMOTO et al., 2002). O processo de furação, em si, é um dos processos mais

utilizados na indústria e corresponde a aproximadamente 33% do número de operações

de usinagem (TÖNSHOFF; KÖNIG, 1994), sendo bastante investigado.

Entretanto, devido à possibilidade da realização de muitos ensaios em pouco tempo,

a maioria dos estudos é desenvolvida em centros de usinagem, que são necessários

aos estudos desse tipo de operação na aplicação de brocas de pequenos diâmetros e

canais retos. Apesar de vários materiais e coberturas disponíveis para brocas helicoidais

e canal reto, o uso do aço rápido para brocas de pequeno diâmetro ainda representa

uma parcela significativa das ferramentas comuns na indústria devido à pequena

capacidade de altas velocidades de máquinas ainda em uso (BORDINASSI, 2002 e

BORDINASSI; STIPKOVIC FILHO; BATALHA, 2003).

Valores comuns Valores possíveis

12,5

25 50

Valores atingíveis médios de Ra em µm

0,2

0,4

0,8

1,6

3,2

6,3

Método de Manufatura

FuraçãoAlargamentoMandrilamentoTorneamento longitudinal

0,00

6

0,01

2

0,05

0,1

55

2.12.1 Formação de Rebarbas na Furação

É necessário que o processo de furação ofereça grande confiabilidade, já que, de

forma geral. as peças são furadas quando grande quantidade de tempo e dinheiro já

foram gastos com a execução destas. Se possível, deve ser feito com baixo custo. É

também necessário que as rebarbas formadas durante este processo sejam controladas

e previstas de forma a minimizar os custos de fabricação de peças, sendo que estas

devem apresentar os menores valores possíveis para minimização dos custos de

rebarbação ou eliminação destes. O processo de furação forma rebarbas no início do

furo e no final deste (MIN; DORNFELD, 2001). A rebarba na entrada é formada por

escoamento plástico de material e a na saída pela conformação do material devido às

altas taxas de compressão no centro do furo.

Os principais parâmetros que afetam a formação de rebarbas no processo de

furação são, segundo Min e Dornfeld (2001):

- geometria da broca: ângulo de ponta, geometria da ponta, ângulo de hélice e alívio

da aresta transversal;

- propriedades de material: dureza, rigidez e ductilidade;

- condições do processo: velocidade de corte, avanço, utilização de lubri-refrigeração

e furação pica-pau;

- outros: desgaste da ferramenta, material da ferramenta e aresta postiça de corte.

À medida que a profundidade de corte aumenta, a deformação acumulada no fundo

do furo também cresce (KO; LEE, 2001). Quando esse valor é suficiente para atingir a

tensão de ruptura do material, a fratura é iniciada no ponto de maior deformação e a

distância para a qual a broca avança antes da fratura depende da ductilidade do

material. A fratura também depende da geometria da broca, pois brocas com grande

aresta transversal tendem a aumentar a força axial no centro do furo. Estudos realizados

por Mahdy (2000) mostram que a execução de pré-furo ou de chanfros nas superfícies

de saída e na de entrada minimizam a formação de rebarbas. Com isso, os custos para

execução do furo aumentam, porém este é compensado com a minimização dos custos

de rebarbação. Dessa forma, pode-se dividir as rebarbas em três tipos, conforme

descrito a seguir:

- Uniforme: pequenas dimensões e altura uniforme ao redor de toda a periferia do

furo. Geralmente, é formado um cap, que pode desprender-se da peça durante o

processo ou ser removido facilmente após a execução do furo. O processo de formação,

geralmente, ocorre através de uma primeira fratura no centro do furo, onde altas tensões

56

de compressão atuam no material, devido à área transversal de corte, e um cap

secundário se adere ao cap principal. Com o avanço da broca, a zona de deformação

plástica se expande do centro do furo para as arestas principais da broca, e uma

segunda fratura ocorre na periferia do furo, fazendo com que o cap seja criado;

- Coroa: possui altura grande e irregular na periferia do furo. Com o aumento do

avanço, cresce a força axial de furação, que aumenta precocemente a deformação

plástica no centro do furo, principalmente com brocas de afiação cônica com grande

aresta transversal. Então, a fratura ocorre no centro do furo e a rebarba se forma com a

deformação do material restante nas periferias do furo;

- Transição: este mecanismo de formação de rebarbas se situa entre o uniforme e a

coroa. As fraturas ocorrem quase que simultaneamente no centro do furo e na periferia

deste. Portanto, as rebarbas se formam antes do tipo “coroa” e depois do tipo

“uniforme”.

Os mecanismos propostos para esses tipos de rebarbas encontram-se na Figura

2-26, enquanto a Figura 2-27 ilustra esses três tipos de rebarbas obtidas durante os

ensaios neste trabalho.

Figura 2-26 - Mecanismos de formação de rebarbas para os três tipos: (a) uniforme, (b) transição e (c) coroa.

Fonte: Kim e Dornfeld (2001).

57

Figura 2-27 - Classificação de três tipos de rebarbas: (a) uniforme, (b) transição e (c) coroa.

Fonte: Bordinassi (2003).

59

Capítulo 3

MATERIAIS E MÉTODOS

Para a realização dos experimentos, foi determinado como material a Liga SAE 306

– Alumínio-Silício, fundida sob alta pressão, a qual é também conhecida comercialmente

por Liga 380. Os corpos de prova utilizados nos experimentos foram de componentes de

mecanismo de direção hidráulica, especificamente da carcaça alumínio aplicada na

indústria automotiva a veículos de passeio e fora de estrada.

A função da carcaça no mecanismo é o alojamento dos demais componentes como:

pinhão, cremalheira, válvula e vedações, assegurando a fixação e a estanqueidade do

sistema. A pesquisa desenvolvida obteve como objetivo analisar a usinabilidade da liga

de alumínio no processo de furação, em que foram aplicadas brocas de metal duro, com

geometria escalonada com canal reto, apresentando poucas referências na literatura

bibliográfica.

A área de usinagem investigada é necessária para ser buscada sempre melhoria

contínua nessa operação. O acabamento nessa região é uma interface de comunicação

do fluxo de óleo no mecanismo hidráulico. As câmaras de pressão e retorno são

exigidas constantemente e qualquer obstáculo ou imperfeição no acabamento pode

propiciar situações de turbulência no fluido, gerando ruídos e desconforto ao cliente.

Geralmente, as condições de usinagem em uma indústria de manufatura são

definidas empiricamente e baseadas apenas na especificação do produto e no tempo de

fabricação, não atingindo as condições ideais para a operação e acarretando custos

elevados. Para a pesquisa proposta, ensaios de usinagem foram realizados, visando à

obtenção de informações do processo de furação com a avaliação das influências dos

parâmetros de corte e geometria das ferramentas nas variáveis envolvidas.

Os experimentos foram conduzidos na pesquisa conforme os parâmetros a seguir.

Os dados de variáveis de entrada são: velocidade de corte, avanço de corte, tipo de

afiação e ferramentas com e sem revestimento. Já os parâmetros e variáveis de

respostas foram definidos como: força axial, torque e qualidade de acabamento da

superfície com os dados obtidos de rugosidade e rebarba.

Após a realização dos experimentos, foi também analisado o nível de rebarba nas

peças conforme os parâmetros de entrada e resultado dos gráficos de força e torque,

verificando a sua significância. Os corpos de prova fornecidos ao experimento foram

fabricados e cedidos pela empresa Fundição Brasileira de Alumínio (FBA).

60

A Tabela 3-1 apresenta a composição química da Liga de Alumínio segundo a

Norma SAE 306, fundida sob alta pressão, empregada nos experimentos. Na Tabela 3-

2, é apresentada a análise química fornecida pela empresa FBA.

Tabela 3-1 - Composição química da liga – Norma SAE 306.

Composição [%]

Elemento Si Fe Cu Mn Mg Ni Zn Sn Al outros

Mínimo 7,50 0,70 3,00 - - - - - balanço -

Máximo 9,50 1,30 4,00 0,50 0,30 0,50 1,20 0,35 balanço 0,50

Tabela 3-2 - Valores encontrados nas amostras dos corpos de provas.

Composição [%]

Elemento Si Fe Cu Mn Mg Ni Zn Sn Al outros

Encontrado 8,69 0,77 3,16 0,15 0,11 0,07 0,98 0,02 balanço 0,15

A seguir, são listadas as principais propriedades mecânicas da liga SAE 306:

• resistência à tração: 33kgf/mm2;

• alongamento em 2”: 3,5%

• resistência ao impacto: 0,48 Kgf.m (3,5 lb.pé), valor mínimo;

• peso específico: 2,71Kg/dm3 (0,098 lb/pol3);

• dureza: 85 HB mínima.

Foram medidos três pontos de dureza em todas as amostras dos corpos de prova

no lote fornecido pela empresa FBA BI 302140173, sendo que a carga utilizada nos

teste foi de 62,5 Kp (kg) e uma esfera de diâmetro de 2,5 mm, utilizando-se um

durômetro marca WPM modelo HP 250. A variação da dureza média dos corpos de

prova ficou entre 90 e 92 HB.

Para a realização dos experimentos, foi necessária a fabricação de 81 corpos de

prova, com 80 mm de comprimento, 40 mm de largura e 38 mm de altura. Em cada

corpo de prova, foram realizadas duas furações, totalizando o número de 162

experimentos.

A Figura 3-1 mostra o detalhe do dispositivo desenvolvido para a fixação dos corpos

de prova durante os experimentos de furação, para que fosse garantida a coleta dos

dados, a repetibilidade dos ciclos de furação e a homogeneidade dos dados coletados

durante a operação de furação.

61

Figura 3-1 - Detalhe dos dispositivos de fixação e corpos de prova em corte.

Fonte: autoria própria.

Os corpos de prova foram retirados de uma região específica de um componente do

mecanismo de direção hidráulica “Carcaça de alumínio” da área automotiva. A função

dos furos escalonados na carcaça é, primeiramente, a conexão de tubos de aço para a

função de ligação das câmaras pressão e retorno para acionamento do embolo de

esterçamento do mecanismo. Essa região tem um diâmetro de 9,85 mm conforme

apresentado na Figura 3-1. Posteriormente, é realizada uma operação de roscamento

nessa área, ou seja, não são necessárias preocupações com acabamento superficial

nessa região. A segunda e mais importante região que foi monitorada corresponde ao

diâmetro de 4 mm, que é responsável pela passagem de óleo entre duas câmaras, onde

se exige um acabamento de 1,6 µm Ra máximo.

A metodologia proposta avalia o processo de furação buscando entendimento da

usinabilidade da liga mediante critérios de resposta, a fim de contribuir para o melhor

nível de qualidade do processo. A Figura 3-1 também apresenta os detalhes da

geometria de usinagem dos furos de passagem de óleo da válvula direcional, onde foi

desenvolvido e conduzido todo o trabalho de experimentos.

Na Figura 3-2, podemos visualizar os corpos de provas antes e após o processo de

furação, onde foram realizados dois furos passantes com os respectivos diâmetros e

comprimentos de 4,00-0,25 mm e altura 6,5±0,25 mm (furo menor) e 9,85±0,05 mm e 11,5±0,25

mm (furo maior), respectivamente. Os parâmetros de corte segundo orientações do

fabricante foram 0,1 mm/rev. e 80 m/min. Esses parâmetros foram utilizados como

referência para que fosse produzida uma variação acima e abaixo desses valores.

62

Figura 3-2 - Corpo de prova antes e após a usinagem.


A Figura 3-3 mostra as especificações das brocas utilizadas nos experimentos, com

um diâmetro dimensional de 4 mm nas afiações e aresta transversal de corte.

Figura 3-3 - Geometria das brocas utilizada nos experimentos, com variações no ângulo de ponta “V” e aresta transversal de corte.


Os experimentos foram desenvolvidos com a broca conforme Figura 3-3. O material

das brocas utilizadas foi metal duro com um perfil escalonado, diâmetro menor de 4 mm

e diâmetro maior de 9,85 mm, respectivamente. As geometrias dos ângulos de ponta

foram denominadas pelas afiações “A”, “N” e “R”. O detalhe “V” na Figura 3-3 mostra

que temos diferentes tipos de afiações conforme podemos visualizar nas especificações

na Tabela 3-3.

As ferramentas foram testadas durante os experimentos com e sem revestimento

TiN, seguindo as orientações do fabricante TOP DRILL B2-00339, que estabelece

parâmetros de corte de 0,1 mm/rev. e 80 m/min. conforme catálogo. A Figura 3-4, a

Figura 3-5 e a Figura 3-6 apresentam o detalhamento das afiações de cada broca. Na

Tabela 3-3, podemos encontrar

das brocas.

Tabela 3-3 - Geometria das afiações das brocas escalonadas

Tipo de afiação

Ângulo de Ponta [°]

Geometria “A” 120°±2

Geometria “N” 140° ±2

Geometria “R” 120° ±2

Figura 3-4 - Afiações das brocas escalonadas de canal reto

podemos encontrar também as diferenças geométricas

Geometria das afiações das brocas escalonadas

Ângulo da Aresta

Transversal [°]

Espessura do núcleo de

Ponta [mm]

Ângulo de Entrada [°]

Ângulo deSaída

105°±2 0,15 8°±2

50°±2 0,15 24°±2

105°±2 0,28 8°±2

Afiações das brocas escalonadas de canal reto


63

geométricas entre cada afiação

Geometria das afiações das brocas escalonadas.

Ângulo de Saída [°]

Raio entre Canal de

Entrada e Saída [mm]

80°±5 0,36

105°±5 0,24

90°±5 -

Afiações das brocas escalonadas de canal reto – geometria “A”.

Figura 3-5 - Afiações das brocas escalonadas de canal

Figura 3-6 - Afiações das brocas escalonadas de canal reto

Considerando as brocas de canal de reto, a literatura afir

construtivas que mais influência na qualidade do processo de furação

apresentando, assim, maior estabilidade e centralização na ferramenta

assim, o atrito com as paredes do furo (D

Afiações das brocas escalonadas de canal reto


Afiações das brocas escalonadas de canal reto –


s brocas de canal de reto, a literatura afirma que uma das partes

construtivas que mais influência na qualidade do processo de furação

maior estabilidade e centralização na ferramenta

o atrito com as paredes do furo (DINIZ et al., 2006). Essa análi

64

reto – geometria “N”.

– geometria “R”.

ma que uma das partes

construtivas que mais influência na qualidade do processo de furação é as guias,

maior estabilidade e centralização na ferramenta, reduzindo,

Essa análise pode ser

65

concluída quando comparamos brocas convencionais, helicoidais com as brocas canal

reto, proporcionando maior estabilidade no processo devido ao alinhamento da guias

laterais da broca e tendo em vista melhorar, analisar e contribuir com o meio acadêmico

na literatura de brocas de perfil escalonado as ferramentas

3.1 Procedimento Experimental

Os experimentos foram realizados em um centro de usinagem Discorevy 560 da

ROMI do Laboratório de Fabricação – UFSJ, conforme Figura 3-7. Durante os

experimentos, foram monitorados os valores de Força de avanço Fz (N) e Torque Mz

(N.m) por meio de um dinamômetro Kistler modelo 9272.

Figura 3-7 - Centro de usinagem Discovery 560 da ROMI.

Fonte: Laboratório de Processos de Fabricação – DEMEC/UFSJ.

Para a realização dos experimentos, foi acoplado na máquina um dinamômetro e

fixado ao mesmo um dispositivo para fixação dos corpos de provas, conforme mostra a

Figura 3-8. A cada ciclo de furação, realizamos a aquisição dos dados de força e torque

de avanço para agregar valor ao experimento conforme variáveis de resposta

predefinidas no início da pesquisa.

66

Figura 3-8 - Aparato experimental da usinagem e pesquisa desenvolvida.


Para análise e medição das rebarbas, foi utilizado um microscópio marca Mitutoyo

série 510, conforme Figura 3-9, em que foi usada uma ampliação de imagem de 55x

para que fosse possível realizar uma análise homogênea das imperfeições e superfícies.

Figura 3-9 - Microscópio Mitutoyo TM – Série 510.


Na Figura 3-10, podemos visualizar o equipamento que foi utilizado para realizar a

análise de acabamento superficial por meio do equipamento rugosímetro Taylor Robson,

que foi ajustado para a medição com comprimento de amostragem ou cut-off de 0,8 mm,

sendo que as medições foram todas realizadas utilizando-se o parâmetro Ra.

Dinamômetro Kistler 9272

Mandril de Fixação BT 40

Térmico

Dispositivo de Fixação

Corpo de Prova

Broca Escalonada

Figura 3-10 - Rugosímetro e perfilômetro

O Equipamento Microscópio

Figura 3-11, foi utilizado para

de provas e garantir a homogeneidade dos experimentos

Figura 3-11 -

Realizadas as verificações

parâmetros de entrada do experimento confo

Rugosímetro e perfilômetro – Taylor Robson Form Talys


O Equipamento Microscópio Spectrometro Bruker modelo Q4 Tasman

foi utilizado para verificar a composição química das amostras dos corpos

ir a homogeneidade dos experimentos.

Equipamento Spectrometro Bruker – Q4 Tasman


ificações químicas nas amostras, foram definidos os

âmetros de entrada do experimento conforme os seus respectivos níveis.

67

Form Talysurf PLUS.

Bruker modelo Q4 Tasman, conforme

ificar a composição química das amostras dos corpos

Q4 Tasman.

nas amostras, foram definidos os critérios de

rme os seus respectivos níveis.

68

O planejamento de experimentos foi idealizado de acordo com os parâmetros de

entrada apresentados na Tabela 3-4. Foram selecionados três níveis para a velocidade

de corte, três níveis para o tipo de afiação das brocas, três níveis para o avanço e dois

níveis para a cobertura das brocas.

Tabela 3-4 - Parâmetros e respectivos níveis usados nos experimentos.

Variáveis de entrada Nível das variáveis de entrada

- 1 0 + 1

Velocidade de corte [m/min] 50 80 100

Avanço [mm/rev.] 0,1 0,15 0,2

Geometria/Afiação [adm] A N R

Cobertura [adm] Cobertura Sem cobertura

Os fatores e níveis experimentais investigados neste trabalho estabeleceram um

planejamento fatorial que fornece 162 combinações experimentais distintas, sendo 54

condições experimentais (33.21) com três repetições para cada condição experimental. O

diâmetro de referência para o cálculo da velocidade de corte foi escolhido e considerado

o valor de 9,85 mm. Dessa forma, as variações de velocidade de corte foram de 50

m/min, 80 m/min e 100 m/min. Portanto, sabendo-se que a velocidade de corte indicada

pelo fabricante e considerada a padrão para esse processo era de 80 m/min, optou-se

em fazer uma variação +20 m/min e -30 m/min na velocidade padrão. Para o avanço, o

valor recomendado era de 0,15 mm/rev. Assim, as variações foram de +/-0,5 mm/rev.

fixando a faixa de valores de avanço nos experimentos em f=0,1 mm/rev. mínima e f=0,2

mm/rev. máxima.

Foram fabricados 81 corpos de prova, retirados aleatoriamente das carcaças de

direção produzidas no chão de fábrica. Além disso, foram realizadas aleatoriamente

duas furações em cada corpo de prova para que fossem realizados os 162

experimentos. A repetição da condição experimental proporciona uma estimativa do erro

experimental de uma resposta individual. A extensão desse erro é importante na

decisão, pois podem existir ou não efeitos significativos que possam atribuir à ação dos

fatores no modelo estatístico proposto por Werkema e Aguiar (1996).

Para a aquisição dos dados do experimento, durante os ciclos de furação, foram

coletados os sinais de força e torque por meio dos gráficos plotados com base nos

arquivos *.txt, gerados de um software chamado Dynoware da empresa Kistler. O

software Dynoware é um programa que já converte os valores de volts para N

69

considerando a força axial e N.m considerando os valores de torque. A taxa de

aquisição dos dados utilizada nos experimentos foi de 660 Hz.

Os dados obtidos foram analisados no software MatlabTM para a leitura desses

arquivos com extensão *.txt e geração das análises gráficas conforme pode ser

observado na análise dos resultados. Após a plotagem dos gráficos, foi observado que

os mesmos apresentaram um padrão definido tanto para a força axial quanto para o

torque.

O software estatístico MinitabTM revisão 15 foi utilizado para o tratamento dos dados

utilizando a ferramenta de planejamento de experimentos Design of Experiments (DOE)

e Análise de variância (ANOVA). A Tabela 3-5 apresenta os fatores e níveis

experimentais pesquisados neste trabalho, trazendo um planejamento fatorial do tipo

3321, que fornece 54 diferentes combinações. Ao serem feitas três réplicas conforme

podemos visualizar na Tabela 3-5, foram realizados os 162 testes experimentais.

70

Tabela 3-5 - Condições experimentais e planejamento fatorial completo (3321).

C1 0,1 50 Afiação A Com Cobertura

C2 0,1 50 Afiação A Sem Cobertura

C3 0,1 50 Afiação R Com Cobertura

C4 0,1 50 Afiação R Sem Cobertura

C5 0,1 50 Afiação N Com Cobertura

C6 0,1 50 Afiação N Sem Cobertura

















































Tipo de

Ferramenta

Condições

Experimentais

Velocidade de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rev.]Afiação

71

Capítulo 4

ANÁLISE DOS RESULTADOS

4.1 Força de Avanço

Na Figura 4-1, podemos observar os resultados da Força de avanço durante os

experimentos antes e após a filtragem dos dados. A filtragem foi necessária devido

aos ruídos de sinal durante o experimento que não agregam valor aos dados.

Figura 4-1 - Força de avanço antes e após o tratamento dos dados.


Na Figura 4-2, apresentamos o gráfico da Força de avanço vs. tempo, na qual

podemos analisar as regiões: (1) onde se observa o início da entrada da broca e

corresponde ao ângulo de ponta da ferramenta e que teve um comportamento diferente

para cada condição de afiação; (2) início da área da parte cilíndrica da broca para o

diâmetro 4 mm, em que temos os esforços maiores que no início da usinagem se

apresentaram de certa forma lineares até ultrapassarem a parte cônica da broca; (3) os

esforços que correspondem ao somatório dos diâmetros de 4 e 9,85 mm e, em seguida,

ocorre a saída da broca no diâmetro de 4 mm quando a mesma realiza o furo passante;

(4) pode-se considerar nesta fase um diâmetro 5,85 mm conforme redução do diâmetro

4 mm que não atua mais nesta etapa; e, finalmente, (5) região que corresponde à

usinagem do chanfro de 45° e diâmetro 12 mm.

72

Figura 4-2 - Força utilizando a broca com afiação “A”, avanço f= 0,1mm/rev. e Vc=50m/min c/ cobertura.


4.1.1 Força de Avanço – região 2

Pode-se visualizar na Figura 4-3 o gráfico de força de avanço para a região 2

usando-se broca com afiação “A”, avanço f=0,1mm/rev, Vc=50m/min e ferramenta com

cobertura, em que, para cada afiação examinada no experimento, o esforço de corte é

distinto e depende da geometria e do ângulo de ponta da broca. Verificamos também na

primeira etapa que a usinagem apresentou esforço de corte crescente e quase

proporcional ao ângulo de ponta da ferramenta. Já na segunda etapa, o início do

diâmetro de 4 mm apresentou uma redução de esforço de corte do início para o final do

diâmetro de aproximadamente 18%, provalmente devido à resistência do material ao

corte na região inicial do furo. Após o material alcançar uma temperatura mais elevada,

o calor tem efeito positivo de aumentar a plasticidade do material e decresce a

resistência a usinabilidade.

Pode-se definir também que a redução desse esforço no final do comprimento de

usinagem do diâmetro de 4 mm é devido ao fato de a broca apresentar uma área com

rebaixo ou alívio no final do comprimento. Isso se faz necessário para alívio de tensões

e fadiga nos pontos de intersecções de 90° dos diâmetros como podemos visualizar na

Figura 4-3. O tempo de usinagem dessa região apresentou o valor de 1,7 segundos.

73

Figura 4-3 - Força axial na Região 2 com a afiação “A”, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min c/ cobertura.


4.1.2 Força de Avanço – região 3 – somatório dos diâmetros

Na terceira etapa, Figura 4-4, na região 3, os esforços de cortes tiveram oscilações

nessa região durante a usinagem. Isso se deve ao atrito e aos esforços gerados pela

ferramenta/peça nos diâmetros 4 mm e 9,85 mm, principalmente quando a ferramenta

ultrapassa o diâmetro de 4 mm no material e a usinagem é realizada somente com o

chanfro e os perfis dos diâmetros. Na Figura 4-4, pode-se notar uma média do esforço

axial no sentido de avanço de aproximadamente 290 N com tempo de usinagem de 0,6

segundos. Dentro da região 3, observa-se que o pico máximo na força avanço foi de

aproximadamente 330 N e o valor mínimo de força foi de 260 N.

Os esforços, quando comparados no início da usinagem para o final, apresentam

diferenças devido à velocidade de corte e aos atritos serem menores, pois, nos testes

experimentais, foi empregada uma rotação constante e definida a velocidade de corte

para o diâmetro de 9,85 mm. Dessa forma, considerando que, após a usinagem da

ponta da broca ultrapassar todo o material, ocorre maior deformação plástica e altas

temperaturas, a passagem da broca tem uma tendência de redução na resistência à

usinabilidade do material.

74

Figura 4-4 - Força de avanço na Região 3 para a afiação “A”, com os parâmetros

f=0,1 mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura.


A Figura 4-5 mostra o esforço de corte na região 4, apresentando um valor médio de

110 N. Entretanto, pode-se observar um esforço máximo de 125 N. Essa região

corresponde à região escalonada da broca, considerando-se um diâmetro 5,85 mm,

pois, nessa região, o diâmetro da broca de 4 mm não tem mais atuação no processo.

Assim, podem ser verificadas algumas oscilações nos sinais de aquisição, porém os

esforços mantiveram-se com estabilidade em torno da média conforme demais réplicas.

Figura 4-5 - Força de avanço na região 4 para afiação “A”, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura.


75

4.1.3 Análise das Afiações

Para as velocidades de corte baixas, verificou-se elevada adesão de material nas

arestas principais na ponta das brocas, característica da usinagem de alumínio com alta

ductibilidade. Observou-se, na Figura 4-6, na Figura 4-7 e na Figura 4-8, considerando

um tempo médio de atuação apenas da ponta da broca de 0,2 segundos, que ocorreu

uma variação da força axial linear e paralela ao eixo y, que registra o domínio do gráfico

de 50 N para a geometria “N” e até 80 N para as geometrias “A” e “R”.

Nesta primeira parte do gráfico, esses valores estão relacionados com a atuação da

aresta transversal da broca, que tem uma variação influenciada pelo tipo de afiação da

broca. Dessa forma, observa-se que a afiação “N” apresentou menor esforço axial

considerando apenas a atuação da aresta transversal.

Em seguida, ainda avaliando-se o comportamento do gráfico, observou-se que

ocorreu um aumento da força axial proporcional à atuação das arestas principais de

corte. Nota-se que, para as afiações “A” e “R”, o valor máximo de força axial ficou

próximo de 165 N. Para a afiação “N”, esse valor ficou bem abaixo, atingindo um pico

máximo próximo de 130 N. Em todos os testes experimentais, pôde-se perceber, no

centro da broca, onde a velocidade de corte é baixa, quando são realizados furos em

cheio, ou seja, sem pré-furação. A formação de APC, segundo Diniz et al. (2006), é um

fenômeno inevitável devido a baixa velocidade de corte nessa região.

Figura 4-6 - Força de avanço na região 1 para a afiação “A”, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50 m/min. c/ cobertura.


Além disso, na Figura 4-6, na Figura 4-7 e na Figura 4-8, pode-se visualizar a força

de avanço crescente nos gráficos no início do diâmetro de 4 mm “ponta da broca” e a

76

redução da força antes de ser realizado o diâmetro de 9,85 mm. Isso é associado ao

alívio no dimensional da ferramenta entre os diâmetros. O tempo registrado para esse

período corresponde ao intervalo de 0,2 a 1,8 segundos como valor máximo. Dessa

forma, nota-se que o perfil da afiação “N” apresenta estabilidade maior sem grandes

oscilações, ficando a força axial próxima a 130 N. Em situação oposta, os perfis “A” e

“R” mostraram pouca estabilidade durante a atuação do diâmetro de 4 mm,

apresentando um decréscimo da força axial, porém o valor mínimo não ficou abaixo do

máximo para a afiação “N”.

Figura 4-7 - Força de avanço na região 1 para a afiação N, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura – região 2.


Além disso, vale salientar que, de acordo com a Figura 4-7, que apresenta perfil

médio para o avanço, o perfil de afiação da ferramenta “N” tem um ângulo de ponta de

140°, o que favorece a estabilidade da força de avanço. Portanto, pode-se atribuir isso à

maior estabilidade na força de corte justificando o perfil de afiação da broca que possui

um ângulo mais positivo, que são os mais indicados na literatura para usinabilidade do

alumínio.

77

Figura 4-8 - Força de avanço na região 1 para a afiação “R”, com os parâmetros



A Figura 4-8 mostra o gráfico de força de avanço para a afiação “R” e apresenta um

perfil similar ao da ferramenta “A”. Pode-se analisar que o esforço inicial foi maior

conforme perfil da broca de ângulo de ponta também de 120°. Dessa forma, pode-se

observar que esse esforço ampliado inicialmente está relacionado à afiação da broca

que apresenta ângulos facetados, os quais, adicionados ao ângulo de ponta da

ferramenta, geram um crescimento na força de avanço.

4.1.4 Análise dos Resultados (ANOVA) – região 2

Os fatores relacionados ao P-valor menor ou igual a 0,05 (95% de confiabilidade)

são considerados significativos, sendo seus efeitos mostrados nos gráficos de “efeitos

principais” e de “interações”. Os gráficos de “efeitos principais” são usados para

comparar as variações no nível da média, investigando quais fatores possuem efeito

significativo sobre a variável resposta. Gráficos de “interações” são usados para

visualizar o efeito de interação de dois ou mais fatores experimentais sobre a variável

resposta e comparar a significância relativa entre os efeitos (WERKEMA; AGUIAR,

1996).

O valor de R2 adjunto exibido na ANOVA mede a proporção da variabilidade

preditora presente na equação de regressão. Quanto mais próximo de 1 (ou de 100%),

melhor a qualidade da equação ajustada aos dados. A Figura 4-9 exibe os gráficos de

probabilidade normal para as variáveis respostas analisadas neste trabalho. Os pontos

distribuídos ao longo da reta atendem às condições de normalidade exigidas para a

validação do modelo da ANOVA (WERKEMA; AGUIAR, 1996).

78

Figura 4-9 - Probabilidade normal para a força axial das operações de furação.


Para a análise dos resultados referentes aos critérios de usinabilidade baseados na

força de usinagem, foram realizados os estudos no DOE, onde foram considerados os

três tipos de afiações para análise dos resultados no diâmetro de 4 mm na região 2,

região de interesse na pesquisa. A Tabela 4-1 apresenta os resultados da ANOVA para

as médias das variáveis respostas investigadas na região 2. O estudo foi realizado

somente na região 2 devido ao fato de esta corresponder ao diâmetro de 4 mm, que

está relacionado com o furo responsável pela passagem do fluido dentro do sistema de

direção. O R2 adjunto ficou acima de 90%, demonstrando que existe boa relação entre

os valores máximos e mínimos com a média dos resultados.

79

Tabela 4-1 - Análise de variância (ANOVA), região 2 para força de avanço.

ANOVA P-valor ≤ 0,05

Fatores experimentais Força FZ F

ator

es P

rinci

pais

Avanço 0,000

Velocidade de Corte 0,000

Afiação 0,000

Cobertura 0,000

Inte

raçã

o de

Fat

ores

Avanço*Velocidade de Corte 0,067

Avanço*Afiação 0,000

Avanço*Cobertura 0,022

Velocidade de Corte*Afiação 0,076

Velocidade de Corte*Cobertura 0,667

Afiação*Cobertura 0,011

Avanço*Velocidade de Corte*Afiação 0,128

Avanço*Velocidade de corte*Cobertura 0,913

Avanço*Afiação*Cobertura 0,068

Velocidade de Corte*Afiação*Cobertura 0,128

Avanço*Velocidade de Corte*Afiação*Cobertura 0,112

R2 (adjunto) 90,91 %

Nota-se, na Tabela 4-1, que todos os parâmetros têm influência sobre a resposta

força de avanço. Além disso, a interação entre os parâmetros avanço e afiação, avanço

e cobertura e afiação e cobertura mostrou que existe um interação entre esses

parâmetros sobre a resposta força de avanço.

Pode-se visualizar, na Figura 4-10, com a variação do avanço e com valores fixos de

velocidade de corte e tipo de afiação, uma redução na força de usinagem em função da

diminuição do avanço. Esse comportamento é verificado nas diversas condições para as

três geometrias de broca conforme pode ser observado também na Figura 4-11 e na

Figura 4-12.

80

Figura 4-10 - Gráfico de Força dos valores médios para as três repetições do experimento, parâmetros e tipo de ferramenta.


Figura 4-11 - Força dos valores médios para as três repetições do experimento, parâmetros e tipo de ferramenta.


Nota-se que os valores médios de força axial variaram de 154 a 356 N para a

afiação do tipo “A”, que corresponde a um aumento de 131% quando se varia o avanço

de f=0,1 para 0,2 mm/rev. conforme observado na Figura 4-10. Para a afiação do tipo

“N”, observou-se uma variação de 117 a 356 N, demonstrando aumento de 204% na

força de avanço para a mesma variação de avanço conforme observado na Figura 4-11.

Para a afiação “R”, conforme se observa na Figura 4-12, a força de avanço variou de

EXPERIMENTO DE FURAÇÃO - GRÁFICO FORÇA MÉDIA FERRAMENTA AFIAÇÃO "A" - Região 2

159 165

224

273

241

305

335

182

234 243271

154

371

319296

154141

376

0

50

100

150

200

250

300

350

400

Avanço 0,1Velocidade 50

Afiação "A"

Avanço 0,1Velocidade 80

Afiação "A"

Avanço 0,1 -Velocidade 100

- Afiação "A"

Avanço 0,15 -Velocidade 50 -

Afiação "A"


Afiação "A"


- Afiação "A"


Afiação "A"


Afiação "A"


- Afiação "A"

Avanço (mm/rev.) / Veloc. de Corte (m/min.) / Tipo de ferramenta

Fo

rça

[N

]

Força Média (Com Cobetura)

Força Média (Sem Cobertura)

EXPERIMENTO DE FURAÇÃO - GRÁFICO FORÇA MÉDIA FERRAMENTA AFIAÇÃO "N" - Região 2

121 131

179 179

212

264 266

356

116

177 172

208

254

117110 118

225237

0

50

100

150

200

250

300

350

400


Afiação "N"


Afiação "N"


- Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


- Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


- Afiação "N"


Fo

rça

[N]



81

153 a 435 N, que corresponde ao aumento de 184% do avanço de 0,1 para o avanço de

0,2 mm/rev.

Figura 4-12 - Força dos valores médios para as três repetições do experimento, parâmetros e tipo de ferramenta.


Segundo Manna e Bhattacharayya (2005), que usinaram uma liga alumínio-silício

com 12% de Si empregando ferramentas de metal duro sem revestimento, foram

encontrados valores de força de avanço pelo método direto utilizando um dinamômetro

na razão de 160 N para uma velocidade de corte de 110 m/min. Isso mostra que os

resultados encontrados nesta pesquisa são compatíveis com outros trabalhos dentro da

mesma área de pesquisa. Para a análise estatística, foi aplicado ANOVA no

experimento fatorial DOE, conforme gráfico de efeitos principais e interações,

possibilitando avaliar as informações de entrada para possíveis variações e desvios

encontrados no processo relacionado às variáveis de resposta.

EXPERIMENTO DE FURAÇÃO - GRÁFICO FORÇA MÉDIA FERRAMENTA AFIAÇÃO "R" - Região 2

175 170

271 270

320356

435

385

168

228254

235

362

153153 152

336363

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500


Afiação "R"


Afiação "R"


- Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


- Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


- Afiação "R"


Fo

rça

[N]



82

Figura 4-13 - Efeitos principais para a força média de avanço nas operações de furação.


A Figura 4-13 mostra os efeitos principais do avanço sobre a força avanço em

valores médios. Observa-se que o avanço na Figura 4-13 (A) foi o fator que passou por

maior variação durante os experimentos, demonstrando que o mesmo tem maior

influência sobre o processo. Para a velocidade de corte, observou-se também um

acréscimo. Porém, os valores ficaram muito próximos ao valor médio, demonstrando

que a velocidade de corte teve pouca influência sobre a força de avanço.

No gráfico de afiações das ferramentas na Figura 4-13 (C), pode-se verificar que a

geometria que apresentou menor esforço de corte foi a “N”, quando podemos concluir

que o ângulo de ponta de 140° influenciou e apresentou maior estabilidade durante a

usinagem. Os raios de interseção com a aresta transversal de corte confirmaram a

literatura, apresentando menores esforços segundo (MACHADO, 2011). O gráfico da

força de avanço na cobertura apresentou uma redução força de avanço quando

utilizamos as ferramentas sem revestimento. Isso confirma a teoria, segundo Nedic e

Globocki (2005), de que as ferramentas com cobertura de TiN apresentam o maior

coeficiente de atrito quando são empregadas na usinagem de materiais não-ferrosos

como o magnésio e o alumínio. Portanto, podemos observar que, de acordo com os

dados obtidos, teremos exatamente o maior coeficiente de atrito para as ferramentas

utilizadas nesse experimento com cobertura de TiN, confirmando, dessa forma, as

informações preliminares desses autores.

Como ocorreu durante a análise de variância uma influência dos parâmetros de

entrada avanço e afiação, avanço e cobertura e afiação e cobertura sobre a força axial,

deve-se analisar também o gráfico de interações conforme Figura 4-14. Optamos por

0,200,150,10

350

300

250

200

150

1008050

Afiação RAfiação NAfiação A

350

300

250

200

150

Sem CoberturaCom Cobertura

Avanço

Média da Força Avanço [N]

Vel. de Corte

Afiação Cobertura

Gráfico de Efeitos Principais - Força de Avanço "Região 2"

146,64

232 ,78

324,50(A)

217,95 234 ,67251 ,30

(B)

243,95

191 ,22

265 ,86243,98

225 ,30

(C) (D)

83

analisar o gráfico de interações apenas com os parâmetros avanço e cobertura e

afiação devido ao fato de estes terem demonstrado significância na análise de variância.

Figura 4-14 - Interação da força média de avanço na furação.


Os gráficos de interação da Figura 4-14 mostram uma redução na força de avanço

para a afiação “N” em todos os intervalos de avanço empregados (A). Pode-se observar

que, mesmo para avanços de 0,2 mm/rev., os valores de avanço foram

substancialmente reduzidos com a utilização da afiação do tipo “N”. Além disso,

observa-se que as ferramentas sem cobertura foram responsáveis por uma redução

significativa da força de avanço (B). Finalmente, observando-se a interação afiação e

cobertura, nota-se que a afiação do tipo “A” não gerou variações na força de avanço, ao

contrário das afiações do tipo “N” e “R”. Os menores valores de força de avanço foram

obtidos com a utilização da afiação do tipo “N”.

4.2 Torque – região 2

Na Figura 4-15, podemos observar os resultados do torque durante os experimentos

antes e após a filtragem dos dados. A Figura 4-15 apresenta o gráfico torque vs. tempo,

no qual podemos analisar as posições: região (1), onde se observa que, no início da

entrada da broca, região 2, área do ângulo de ponta” da ferramenta, foi diferente para

cada condição de afiação; região (2), onde ocorre o início da área da parte cilíndrica da

broca para o diâmetro de 4 mm e têm-se os esforços maiores no início da usinagem até

ultrapassar a parte cônica da broca; região (3), que corresponde ao somatório do

A fiação RA fiação NA fiação A Sem C oberturaC om Cobertura

300

200

100

300

200

100

A vanço

A fiação

Cobertura

0,10

0,15

0,20

Avanço

0,10

0,15

0,20

[mm/rev.]

Avanço

Afiação A

Afiação N

Afiação R

Afiação

Gráfico de Interação - Força Média de Avanço [N] - "Região 2"

(A ) (B)

(C)

84

diâmetro de 4 mm mais 9,85 mm e à saída da broca no diâmetro de 4 mm quando a

mesma deixa o furo passante; região (4), onde pode-se considerar um diâmetro 5,85

mm conforme redução do diâmetro 4 mm e onde observa-se que ocorreu uma

recuperação elástica no material após a saída do diâmetro de 4 mm; e, finalmente, a

região (5), que corresponde à usinagem do chanfro 45° e diâmetro 12 mm na saída do

gráfico.

Figura 4-15- Gráfico de efeitos principais para o torque médio nas operações de

furação.


A Figura 4-16 apresenta o gráfico de torque na região 2, para a área de interesse do

diâmetro de 4mm, onde pode-se verificar algumas oscilações nos dados de torque

adquiridos. Essa oscilação pode ser atribuída ao esforço e atrito durante a usinagem.

Entretanto, especificamente para a ferramenta com a afiação do tipo “A”, avanço

f=0,1mm/rev. e vc=50m/min, podemos definir que, conforme é ampliado o avanço, o

torque aumenta quase que proporcionalmente tanto para ferramentas com revestimento

como para ferramentas sem revestimento. A ferramenta com afiação do tipo “A”

apresentou um torque reduzido nos três níveis, comparando-se com as demais afiações.

85

Figura 4-16 - Torque na região 2 para a afiação “A”, com os parâmetros de



Na Figura 4-17, podemos visualizar a região 3, onde ocorre uma oscilação ainda

mais ampliada apresentada na afiação “A”. Isso é devido ao fato de essa região

apresentar vibração e esforço da somatória dos diâmetros de 4 mm e 9,85 mm. A

ferramenta com afiação “N”, nessa região, teve maior estabilidade quando comparada

com as demais afiações, apresentando um torque reduzido para as ferramentas sem

revestimento.

Figura 4-17 - Torque na região 3 para a afiação “A”, com os parâmetros

f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura.


Na Figura 4-18, podemos visualizar a região 4, onde observa-se uma oscilação no

torque ainda mais ampliada dos picos máximos para a afiação “A”. Isso é devido ao fato

de o diâmetro de 4 mm da ferramenta já ter ultrapassado todo o comprimento da peça e

de a ferramenta estar usinando com o perfil do chanfro entre os diâmetros 4 e 9,85 mm.

86

Porém, pode-se considerar a ausência ou a perda da influência do ângulo de ponta

broca no diâmetro de 4 mm.

Figura 4-18 - Torque na região 4 para a afiação “A”, com os parâmetros f=0,1mm/rev. e Vc=50m/min. c/ cobertura.


A Figura 4-19 exibe o gráfico de probabilidade normal de torque para as variáveis

respostas analisadas neste trabalho. Os pontos distribuídos ao longo da reta atendem

às condições de normalidade exigidas para validação do modelo da ANOVA

(WERKEMA; AGUIAR, 1996).

Figura 4-19 - Probabilidade para o torque médio das operações de furação.


87

Os valores de torque máximo das furações, na região 2 no experimento, variaram

de 0,06 a 0,36 N.m. Durante os experimentos, o avanço, a cobertura e a interação entre

avanço e velocidade de corte apresentaram efeitos significativos, exibindo

P-valores de 0,000, e 0,053, respectivamente, conforme apresentados na Tabela 4.2.

Dessa forma, o estudo foi realizado também somente na região 2 devido ao fato de esta

corresponder ao diâmetro de 4 mm que está relacionado com o furo responsável pela

passagem do fluido dentro do sistema de direção. O R2 adjunto ficou acima de 75%,

demonstrando que existe uma boa relação entre os valores máximos e mínimos de

torque com a média dos resultados.

Tabela 4.2 - Análise de variância (ANOVA), região 2 para o torque.


Fatores experimentais Torque

Fat

ores

P

rinci

pais

Avanço 0,000


Afiação 0,355

Cobertura 0,356

Inte

raçã

o de

F

ator

es








Avanço*Velocidade de Corte*Cobertura 0,627




R2 (adjunto) 75,57%

Pode-se visualizar, na Figura 4-20, que ocorre uma variação do avanço e com

valores fixos de velocidade de corte e tipo de afiação, e uma redução no torque de

usinagem em função da diminuição do avanço. Esse comportamento é verificado nas

diversas condições para as três geometrias de broca conforme pode ser observado

também na Figura 4-21 e na Figura 4-22.

88


parâmetros e tipo de ferramenta.


Figura 4-21 - Torque dos valores médios para as três repetições do experimento, parâmetros e tipo de ferramenta.


Nota-se que os valores médios do torque variaram de 0,07 a 0,36 N.m para a

afiação do tipo “A”, que corresponde a um aumento de 414% quando se varia o avanço

de 0,1 para 0,2 mm/rev. conforme observado na Figura 4-20. Para a afiação do tipo “N”,

observou-se uma variação de torque 0,12 a 0,36 N.m, demonstrando aumento de 200%

no torque para a mesma variação de avanço conforme observado na Figura 4-21. Para

a afiação “R”, conforme se observa na Figura 4-22, o torque variou de 0,08 a 0,31 N.m,

que correspondeu ao aumento de 287% do avanço de 0,1 para o avanço de 0,2 mm/rev.

0,070,11 0,10

0,22

0,27

0,23

0,28

0,36 0,35

0,06 0,06

0,14

0,190,21

0,16

0,28

0,35

0,29

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

Avanço 0,1 Velocidade 50 Afiação "A"

Avanço 0,1 Velocidade 80 Afiação "A"


Afiação "A"


Afiação "A"


Afiação "A"


Afiação "A"


Afiação "A"


Afiação "A"


Afiação "A"

Torq

ue

[N

.m]


EXPERIMENTO DE FURAÇÃO - GRÁFICO TORQUE MÉDIO FERRAMENTA AFIAÇÃO "A" - Região 2

Torque Máx. (Com Cobetura)

Torque Máx. (Sem Cobertura)

0,12

0,070,10

0,16 0,16

0,22

0,33

0,26

0,36

0,07

0,13

0,09

0,210,19

0,23

0,260,27

0,29

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40


Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"


Afiação "N"

Torq

ue

[N

.m]


EXPERIMENTO DE FURAÇÃO - GRÁFICO TORQUE MÉDIO FERRAMENTA AFIAÇÃO "N" - Região 2

Torque Médio (Com Cobetura)

Torque Médio (Sem Cobertura)

89

Figura 4-22 - Torque dos valores médios para as três repetições do experimento, parâmetros e tipo de ferramenta.


Para a análise estatística, foi aplicada a análise de variância (ANOVA) no

experimento conforme gráfico de efeitos principais e interações, possibilitando avaliar as

informações de entrada para possíveis variações e desvios encontrados no processo

relacionado às variáveis de resposta, que é o objetivo da pesquisa. Nos resultados

gerados pela estatística, o torque apresentou significância somente nos gráficos de

efeito principal do avanço e interações entre avanço, afiação e cobertura.

A Figura 4-23 mostra o gráfico de efeito principal do torque sobre a força de avanço

(A). O torque mostrou-se crescente e proporcional com o aumento do avanço. Isso se

justifica devido ao aumento da taxa de remoção de material, em que teremos esforços

maiores. A seção de corte aumenta proporcionalmente com avanço. Da mesma forma

que ocorre com a força de corte, o torque se eleva na mesma proporção.

0,08 0,090,07

0,20 0,200,21

0,28

0,31

0,27

0,12

0,09

0,120,14

0,170,19

0,320,35

0,31

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40


Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"


Afiação "R"

Torq

ue

[N

.m]


EXPERIMENTO DE FURAÇÃO - GRÁFICO TORQUE MÉDIO FERRAMENTA AFIAÇÃO "R" - Região 2

Torque Médio (Com Cobetura)

Torque Médio (Sem Cobertura)

90

Figura 4-23 - Efeitos principais para a torque médio nas operações de furação.


Figura 4-24 - Interações do Efeito do torque c/ (a) Avanço c/ afiação, (b) Avanço c/

cobertura da ferramenta e (c) afiação c/ cobertura sobre a média do torque.


Os gráficos de interações do fator avanço com o tipo de ferramenta na Figura 4-24

(A) mostram uma redução no torque quando foi utilizado o avanço de 0,1 mm/rev.

Podemos verificar que, quando ampliamos o avanço, temos condições de torque

superiores. A ferramenta que apresentou menores torques com avanço de 0,1 mm/rev.

foi a que tinha a afiação do tipo “A” sem revestimento, em que podemos verificar que

geometrias com arestas arredondadas ou esféricas aplicadas na broca de canal reto

geram menores desgastes (MACHADO, 2011).

A Figura 4-24 (B) apresenta a interação do avanço com cobertura, em que os

esforços menores foram para as ferramentas sem cobertura. Conforme Nedic e

Globocki (2005), o revestimento nas ferramentas proporciona maior atrito e esforço

durante a usinagem, mais uma vez, confirmando a teoria. Entretanto, quando se analisa

0,200,150,10

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

Avanço

Momento Médio [N.m]

Gráfico de Efeitos - Momento Médio - "Região 2"

0,09

0,19

0,30(A)

A fiação RA fiação NA fiação A Sem C oberturaC om C obertura

0,3

0,2

0,1

0,3

0,2

0,1

A vanço

A fiação

Cobertura

0,10

0,15

0,20

Avanço

0,10

0,15

0,20

[mm/rev.]

Avanço

Afiação A

Afiação N

Afiação R

Afiação

Gráfico Interação - Momento Médio "Região 2"

(A ) (B)

(C)

91

a afiação da ferramenta “A”, nota-se que ocorreu um pequeno acréscimo com a

ferramenta sem cobertura. Na Figura 4-24 (C), podemos visualizar que, na interação

afiação e cobertura sobre o torque, as ferramentas “A” e “N” apresentaram reduções de

torque para ferramentas com revestimento. Porém, a ferramenta “R” mostrou um

aumento de torque, que podemos justificar devido ao fato de sua afiação apresentar o

perfil facetado, onde, em baixas velocidades, podem ser geradas arestas postiças de

corte durante o experimento.

4.3 Rugosidade

Para a análise estatística da rugosidade, também foi aplicada no experimento

análise de variância (ANOVA), conforme pode ser observado na Tabela 4-3, onde nota-

se que apenas a velocidade de corte e a interação do avanço com cobertura e afiação

tiveram influência sobre a rugosidade.

Da mesma forma que analisado anteriormente, o valor de R2 adjunto exibido na

ANOVA mede a proporção da variabilidade preditora presente na equação de

regressão. Observa-se, na Tabela 4-3, que o valor do R2 adjunto ficou um pouco abaixo

do recomendado, que é de no mínimo 70%. Isso ocorreu, pois a série de dados

observada na Figura 4-25 mostrou-se fora do alinhamento da reta de referência. Dessa

forma, quanto mais próximo de 1 (ou de 100%), melhor a qualidade da equação

ajustada aos dados.

A Figura 4-25 exibe a probabilidade normal para as variáveis respostas analisadas

neste trabalho. Pode-se afirmar que os pontos distribuídos ao longo da reta atenderam

parcialmente às condições de normalidade exigidas para a validação do modelo da

ANOVA (WERKEMA; AGUIAR, 1996).

92

Tabela 4-3 - Análise de variância (ANOVA), região 2 – rugosidade.


Fatores experimentais Rugosidade

Fat

ores

Prin

cipa

is Avanço 0,343


Afiação 0,671

Cobertura 0,153

Inte

raçã

o de

Fat

ores








Avanço*Velocidade de Corte*Cobertura 0,614




R2 (adjunto) 69,72 %

Figura 4-25 - Resíduos para a rugosidade nas operações de furação.


Os valores de rugosidade máxima das furações no experimento variaram de 0,123 a

10,487 Ra. Durante os experimentos de efeitos principais da velocidade, os gráficos de

93

interação entre avanço, velocidade de corte e afiação e cobertura da ferramenta

apresentaram efeitos significativos, exibindo P-valores de 0,000, 0,031 e 0,058,

respectivamente, conforme apresentando na Tabela 4-3.

Figura 4-26 - Efeitos principais para a rugosidade nas operações de furação.


A Figura 4-26 mostra o efeito principal da rugosidade sobre a força de avanço (A),

que apresentou rugosidades superiores para as velocidades de corte menores. Isso se

justifica, pois, quando temos velocidade de cortes baixas, ocorre o aparecimento da

aresta postiça na extremidade ou ponta da broca, ocorrendo, assim, a dificuldade de

expulsão do cavaco e apresentando um acabamento superficial inferior a velocidades

superiores conforme sugerem Diniz et al. (2006). Portanto, no centro da broca, onde a

velocidade de corte tende a zero, em furos realizados em cheio, ocorreu uma situação

do experimento que gerou a formação da APC, sendo inevitável devido às faixas de

velocidade de corte empregadas.

1008050

2,75

2,50

2,25

2,00

1,75

1,50

Vel. de Corte

Rugosidade Média [Ra]

Gráfico de Efeitos Principais - Rugosidade Média "Região 2"

2,65

2,78

1,41

(A)

94

Figura 4-27 - Efeitos principais para a rugosidade nas operações de furação.


Os gráficos de interações do avanço e velocidade de corte sobre a rugosidade na

Figura 4-27 (A) mostram uma redução na rugosidade para as peças quando são

utilizados a velocidade de corte de 100 m/min. e o avanço de f=0,1 mm/rev. Pode-se

verificar também que, quando a velocidade de corte é ampliada, ocorre uma queda para

o avanço menor de 0,1 mm/rev. Pode-se definir que, novamente, tem-se a formação de

APC que eleva a rugosidade. A interação avanço, afiação e cobertura (B) apresentou

significância, em que a afiação “A” sem revestimento mostrou menores valores de

rugosidade. Isso se justifica quando utilizamos brocas com perfil canal reto e geometria

arredondada nas arestas proporciona menores esforços e valores de rugosidade

reduzidos (MACHADO, 2011).

4.4 Análise da força de avanço e torque nas regiões 3 e 4

Na Tabela 4-4, podemos visualizar a análise de variância para as regiões 3 e 4.

Para a região 3, os efeitos principais significativos sobre a força de avanço foram

avanço, velocidade de corte e cobertura. Além disso, observou-se uma interação entre o

avanço e a velocidade de corte. Como aconteceu nas outras regiões, o avanço é um

fator de grande influência quando se considera a força de avanço. Além disso, a

cobertura apresentou influência da mesma forma que aconteceu nas demais regiões

analisadas, onde ferramentas sem cobertura apresentam um menor coeficiente de atrito.

Para o torque, considerando a região 3, apenas o avanço e a cobertura tiveram

influência.

1008050 Afiação RAfiação NAfiação A Sem CoberturaCom Cobertura

4

3

2

4

3

2

4

3

2

Avanço

Vel. de Corte

Afiação

Cobertura

0,10

0,15

0,20

Avanço

0,10

0,15

0,20

[mm/rev.]

0,10

0,15

0,20

Avanço

50

80

100

Corte

Vel. de

50

80

100

[m/min]

Afiação A

Afiação N

Afiação R

Afiação

Gráfico de Interação - Rugosidade Média "Região 2"

(A)

(B)

95

Para a região 4, pode-se visualizar que os efeitos principais significativos sobre a

força de avanço e o torque foram os mesmos: o avanço e a cobertura. Além disso,

ocorreu também uma interação entre o avanço e a velocidade de corte. Os parâmetros

de entrada afiação e cobertura também tiveram influência sobre a força de avanço na

região 4. Da mesma forma que ocorreu nas outras regiões analisadas, os parâmetros de

entrada que têm influência sobre a força de avanço e o torque foram praticamente

semelhantes.

Tabela 4-4 - Análise de variância (ANOVA), região 3 e região 4.

ANOVA P-valor ≤ 0,05 P-valor ≤ 0,05

Fatores experimentais Região 3 Região 4

Força Torque Força Torque

Fat

ores

Prin

cipa

is

Avanço 0,000 0,000 0,000 0,000

Velocidade de Corte 0,000 0,081 0,273 0,173

Afiação 0,804 0,886 0,065 0,476

Cobertura 0,020 0,017 0,003 0,024

Inte

raçã

o de

Fat

ores

Avanço*Velocidade de Corte 0,003 0,092 0,000 0,006

Avanço*Afiação 0,594 0,226 0,170 0,116

Avanço*Cobertura 0,546 0,271 0,803 0,199

Velocidade de Corte*Afiação 0,136 0,320 0,674 0,419

Velocidade de Corte*Cobertura 0,681 0,792 0,534 0,336

Afiação*Cobertura 0,286 0,250 0,001 0,205

Avanço*Velocidade de Corte*Afiação 0,321 0,236 0,539 0,482

Avanço*Velocidade de Corte*Cobertura 0,498 0,736 0,569 0,453

Avanço*Afiação*Cobertura 0,061 0,135 0,264 0,211

Velocidade de Corte*Afiação*Cobertura 0,439 0,530 0,893 0,783

Avanço*Velocidade de

Corte*Afiação*Cobertura 0,264 0,130 0,503 0,195

R2 (adjunto) 86,67% 85,02% 91,72 88,19%

4.5 Análises de Rebarbas nos Furos

A Tabela 4-5 mostra um resumo de todos os valores de rebarba para todas as

afiações. Nota-se que as rebarbas apresentaram dimensões bastante aleatórias,

96

demonstrando um comportamento estocástico que é característico também da

rugosidade.

Os valores da dimensão das rebarbas variaram de 0,112 a 10,47 µm para a afiação

do tipo “A”, 0,185 a 0,455 µm para a afiação do tipo “N” e 3,103 a 10,135 µm para a

afiação do tipo “R”. A Figura 4-28 mostra algumas das rebarbas para as afiações “A”; a

Figura 4-29, rebarbas para as afiações “N”; e, respectivamente, a Figura 4-30, rebarbas

para as afiações “R”. Observa-se que o comportamento de todas as rebarbas foi

praticamente do tipo coroa com pequenas variações ao longo do perímetro do furo.

Figura 4-28 - Efeito da Rebarba com a broca geometria “A”, nos Furos 57 e 62.


Portanto, observa-se que, para a afiação do tipo “N”, foram gerados os menores

valores de rebarba, ficando todos os valores abaixo de 0,5 µm conforme Figura 4-29.

Podemos verificar também que, com os parâmetros de corte reduzidos, obtivemos

resultados de rebarbas menores.

5,727µm

Furação com a broca “A” – Parâmetros de Corte “Vc=50m/min” e f=0,1mm/rev-

S/ Cobertura.

6,456µm

Furação com a broca “A” – Parâmetros de Corte “Vc=80m/min” e f=0,15mm/rev-

C/ Cobertura.

97

Figura 4-29 - Efeito da Rebarba com a broca geometria “N”, nos Furos 47 e 52.


Entretanto, para a afiação do tipo “R”, conforme Figura 4-30, os valores encontrados

de rebarbas foram maiores. Podemos atribuir esses resultados à influência da geometria

da broca, que é da afiação tipo facetada, propiciando gerar rebarbas maiores. Além

disso, deve-se salientar que os valores máximos foram considerados para picos de

rebarba.

Figura 4-30 - Efeito da Rebarba com a broca geometria “R”, nos Furos 81 e 116.


Na Tabela 4-5, podemos verificar os dados de rebarbas conforme parâmetro de

corte empregado nos experimentos durante a pesquisa.

Furação com a broca “N” – Parâmetros de Corte “Vc=80m/min” e f=0,2mm/rev-

C/ Cobertura.

Furação com a broca “N” – Parâmetros de Corte “Vc=80m/min” e f=0,1mm/rev-

S/ Cobertura.

0,185µm

0,455µm

Furação com a broca “R” – Parâmetros de Corte “Vc=80m/min” e f=0,1mm/rev-

C/ Cobertura.

Furação com a broca “R” – Parâmetros de Corte “Vc=50m/min” e f=0,2mm/rev-

C/ Cobertura.

6,544µm5,434µm

98

Tabela 4-5 - Rebarbas nos furos região 2 – diâmetro de 4 mm.

Afiação “A” Rebarba (µm)



Vc = 50m/min f=0,1mm/rev.

5,727 Vc = 50m/min f=0,15mm/rev.

0,171 Vc = 50m/min f=0,2mm/rev.

5,772


0,112 Vc = 80m/min f=0,15mm/rev.

6,456 Vc = 80m/min f=0,2mm/rev.

10,487


0,103 Vc = 100m/min f=0,1mm/rev.

0,19 Vc = 100m/min f=0,2mm/rev.

3,73

Afiação “N” Rebarba (µm)




0,245 Vc = 50m/min f=0,15mm/rev.

0,452 Vc = 50m/min f=0,2mm/rev.

0,311


0,185 Vc = 80m/min f=0,15mm/rev.

0,355 Vc = 80m/min f=0,2mm/rev.

0,455


0,68 Vc = 100m/min f=0,1mm/rev.

0,275 Vc = 100m/min f=0,2mm/rev.

0,623

Afiação “R” Rebarba (µm)




6,533 Vc = 50m/min f=0,15mm/rev.

8,135 Vc = 50m/min f=0,2mm/rev.

10,135


6,052 Vc = 80m/min f=0,15mm/rev.

6,112 Vc = 80m/min f=0,2mm/rev.

7,512


3,454 Vc = 100m/min f=0,1mm/rev.

3,103 Vc = 100m/min f=0,2mm/rev.

3,803

7,15

2,27 Média:

0,36 Média:

Média:

Média:

6,66

Média: 0,46

Média: 5,78 Média:

1,98Média:

Média:

5,35

0,37

99

Capítulo 5

CONCLUSÕES

De acordo com os resultados experimentais obtidos, as seguintes conclusões

podem ser avaliadas:

� O fator avanço apresentou efeito significativo em ambas às propriedades

avaliadas, apresentando maior força axial e torque à medida que houve aumento

do valor do avanço. Isso se justifica devido ao aumento do volume de material

removido entre a peça e a ferramenta.

� O fator cobertura das ferramentas também apresentou efeito significativo na

resposta avaliada força axial, principalmente nas ferramentas sem cobertura,

sendo que houve um decréscimo da força nos três níveis. Isso se justifica devido

ao fato de as ferramentas em que são aplicadas cobertura obterem uma

rugosidade maior devido à aplicação de camada de TiN de 0,004 a 0,007 µm de

espessura, apresentando apenas na ferramenta afiação “A” uma tendência de

crescimento. Isso pode ser devido à geometria, que tem raio de ponta de 120° e o

detalhe com os raios de conversão nas extremidades.

� A interação entre os fatores avanço e velocidade de corte apresentou efeito

significativo para a mesma velocidade de corte de 50 m/min. e avanços mais

baixos, como de f=0,1 mm/rev., onde ocorreu uma força de avanço e torque

menores. Assim, considerando a força de avanço e o torque, ainda pode-se

afirmar que: a força de avanço mostrou um decréscimo para o avanço de f=0,1

mm/min. utilizando uma velocidade de corte de 50m/min. e aplicando a geometria

“N” e a ferramenta sem revestimento.

� Nos valores de torque, ocorreram acréscimos no avanço da ferramenta com

cobertura devido às ferramentas com cobertura terem um atrito maior entre peça-

ferramenta e um ligeiro crescimento na ferramenta com afiação “R” com

velocidade de corte 80 m/min. para as ferramentas com cobertura, além de um

decréscimo significante da ferramenta com a afiação “A” sem cobertura com

avanço de f=0,2 mm/rev. e velocidade de corte de 100 m/min.

� As ferramentas de Geometria “A” apresentaram melhores acabamentos na região

2 (área de interesse) quando utilizamos avanço de corte menores e alta velocidade

de corte.

100

5.1 Sugestões para trabalhos futuros

Para dar continuidade a esta linha de pesquisa, são propostos alguns temas que

completariam esta pesquisa:

� Realizar o estudo com os mesmos métodos e procedimentos experimentais

verificando a vida útil das ferramentas nas geometrias “A”, “N” e “R” e sua

influência no acabamento superficial das peças.

� Estudo de caso aplicando “MQL” como fluidos de corte nos experimentos já

realizados e fazendo um comparativo de acabamento e vida útil de ferramenta.

� Realizar novos experimentos aplicando diferentes revestimentos e analisando a

influência na formação de rebarbas.

101

REFERÊNCIAS

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broca de metal duro revestida com TiAIN. 2003. Tese (Doutorado)-Departamento de

Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, 2003.

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Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, 1998.

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rodrigo barros de borba - ufsj.edu.br · dissertação apresentada ao curso de mestrado da...

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