análise da dinâmica do processo de roscamento por ... · vi ficha catalogrÁfica elaborada pela...
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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA
MECÂNICA
Alessandra Olinda de Carvalho
Análise da dinâmica do processo de
roscamento por conformação na liga de
Magnésio AM60
São João Del Rei, 2011
Alessandra Olinda de Carvalho
Análise da dinâmica do processo de
roscamento por conformação na liga de
Magnésio AM60
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, 2011
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FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA
A621.7a
Carvalho, Alessandra Olinda
Análise da dinâmica do processo de roscamento por
conformação na liga de Magnésio AM60 / Alessandra
Olinda de Carvalho: São João del Rei – UFSJ /
Departamento de Engenharia Mecânica, 2011.
Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão,
Dissertação - Universidade Federal de São João del
Rei / DEMEC / PPMEC, 2011.
1. Roscamento por Conformação 2. Processos de
Fabricação – Dissertação. I. Brandão, Lincoln Cardoso.
II. Universidade Federal de São João del Rei, DEMEC,
Programa de Pós graduação em Engenharia Mecânica.
III. Título.
Titulo em Inglês: Dynamic analyze of form tapping process in the AM60
alloy
Palavras-chave em Inglês: Tapping, AM60 Alloy, Thread, Fluteless Taps.
Área de concentração: Processos de Fabricação
Titulação: Mestrado
Banca examinadora: Alessandro Roger Rodrigues, Túlio Hallak Panzera,
Lincoln Cardoso Brandão
Data da defesa: 01 de abril de 2011
Programa de Pós-Graduação: Engenharia Mecânica
Co-orientador: Prof. Dr. Túlio Hallak Panzera
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Dedico este trabalho aos meus pais, D. Tita e Sonego, e à minha família.
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Agradecimentos
Agradeço a Deus, primeiramente, por estar sempre presente em minha vida e pela
capacidade de sempre buscar novos conhecimentos. Ao professor Dr. Lincoln Cardoso
Brandão pela oportunidade de realizar esse trabalho, pela paciência, por todo conhecimento
que me ajudou a adquirir e, especialmente, por caminhar juntamente comigo durante esses
dois anos de trabalho, sempre me apoiando e não deixando que eu desanimasse. Serei sempre
grata a você.
Aos professores do PPMEC por todo ensinamento que me deram durante esse tempo,
de forma especial ao professor Dr. Frederico Ozanan Neves e prof. Dr. Túlio Hallak Panzera e
também à amiga Mônica do PPMEC. Agradeço, também, ao prof. Marcos Sávio de Souza.
Aos professores Dra. Andréia Cristiane dos Santos Delfino, Dra. Daniela Carine
Ramires de Oliveira e Dr. Marcos Santos de Oliveira do DEMAT pela ajuda e condução do
procedimento estatístico.
Às empresas TRW e Emuge-Franken pela doação da liga de Magnésio AM60 e das
ferramentas, respectivamente, utilizadas nesse trabalho.
Agradeço de forma especial ao Camilo, Luiz, Francisco e Emílio, funcionários dos
laboratórios da UFSJ, que muito ajudaram na condução desse experimento. Agradeço pela
presteza que tiveram em me ajudar.
Agradeço muito e sempre aos meus pais pela confiança, carinho e por acreditarem em
mim.
Aos meus irmãos por tudo, pela união em tudo que fazemos. A minha irmã Margaret
por me dar força sempre.
Ao meu amado noivo Osvair por toda paciência, incentivo, carinho, por todo amor e
por ter caminhado comigo durante todo esse trabalho.
Agradeço muito aos meus colegas de mestrado e digo a eles que foi muito
engrandecedor para mim esse tempo juntos, de forma especial agradeço ao Caique, Róbson,
Leandro, Jader, Sávio, Diogo e Vinícius.
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Agradeço ao Denison Baldo pela ajuda com os desenhos.
Agradeço com carinho às meninas do 85, Dani, Flávia, Tati e Aerca, por dividirem
tantos momentos comigo.
Enfim, agradeço a todos que não citei nome, mas que de alguma forma contribuíram
na realização desse trabalho.
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“Para todos os seres humanos, constitui quase um dever pensar que o que já se tiver realizado é
sempre pouco em comparação com o que resta por fazer”
(João XXIII)
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Resumo
CARVALHO, A.O. (2011). Análise da dinâmica do Processo de roscamento por
conformação na Liga de Magnésio AM60. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de
São João del Rei, São João del Rei, 2011.
Roscas estão presentes em todas as montagens de componentes mecânicos industriais.
Geralmente, estes componentes precisam ter peças com rosca que permitam montagens com
precisão e rapidez. O roscamento interno é uma das operações de usinagem mais exigentes,
normalmente esta operação é realizada por usinagem e empregando-se machos máquina.
Entretanto, roscas obtidas através do processo de conformação são uma boa alternativa por
não existir formação de cavaco evitando procedimentos posteriores como limpeza. Este
trabalho mostra a influência do diâmetro e da velocidade de deformação durante o processo
de roscamento por conformação empregando machos laminadores. Testes foram realizados
com três diâmetros e três velocidades de deformação. O material utilizado foi a liga de
Magnésio AM60, devido à sua elevada ductilidade e grande aplicação em cabeçotes de
motores de combustão interna. Foi empregada análise de variância para definir a influência
dos parâmetros de entrada nas variáveis de resposta. Torque, força axial e taxa de
preenchimento foram usados como parâmetros de resposta. Os resultados mostraram que os
valores de velocidade de deformação e diâmetro inicial do furo têm influência na força axial.
Considerando o torque a e taxa de preenchimento, os fatores que influenciaram foram o
diâmetro inicial do furo e a interação entre o diâmetro e o tipo de ferramenta. Finalmente,
analisando os resultados com microscopia eletrônica de varredura, os melhores perfis de
rosca foram obtidos com velocidades maiores, menores diâmetros de furo inicial e com
machos laminadores sem cobertura.
Palavras-Chave: Roscamento por Conformação, Torque, Força Axial, Liga de Magnésio
AM60
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Abstract
CARVALHO, A.O. (2011). Dynamic Analysis of the form tapping process in the AM60
Magnesium alloy. Thesis (Master of Science) – Federal University of São João del Rei, São
João del Rei, 2011
Threads are used in all assemblies of mechanical industrial components. The mechanical
components usually have threaded parts in order to allow assemblies with accuracy and
quickness. Internal tapping is one of the most demanding machining operations which it is
carried out by machining and applying cutting taps. In addition, threads obtained by forming
can be a good alternative since there is no chip formation avoiding cleaning procedures.
This work investigates the effect of the diameter and the forming speed on the forming
tapping process using fluteless taps. Experimental tests were carried out with three diameters
and three forming speeds. The material used was the AM60 Magnesium alloy due to its high
ductibility and great applications in head of internal combustion engines. A full factorial
design and an analysis of variance were used to identify the significance of experimental
factors on the responses, such as torque, axial force, and fill rate. The results showed that the
forming speed and initial diameter significantly affected the axial force. The initial diameter
and the interaction of diameter and type of tool affected the torque and fill rate. Responses
based on the scanning electron microscopic analysis it was observed that the best thread
profiles were obtained using high forming speed, small initial diameter and uncoated
fluteless taps.
Keywords: Form Tapping, Torque, Axial Force, AM60 Magnesium Alloy.
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Lista de Figuras
Figura 1. Detalhe dos parâmetros do processo de torneamento, (SANDVIK, 2004)................. 6
Figura 2. Detalhe do processo de faceamento, (SANDVIK, 2004). .......................................... 6
Figura 3. Detalhe do processo de sangramento radial, (SANDVIK, 2004). .............................. 7
Figura 4. Detalhe dos processos de fresamento frontal (1) e tangencial (2), (SANDVIK,
2004). .......................................................................................................................................... 8
Figura 5. Detalhe do processo de fresamento de roscas, a – Fresamento com aresta
monocortante, b – Fresamento com arestas multicortante e c – Fresamento com ferramenta
circular helicoidal (ARAÚJO et al., 2004). ................................................................................ 9
Figura 6. Detalhe da cinemática do processo de furação em cheio. ......................................... 11
Figura 7. Detalhe do processo de furação com pré-furação. .................................................... 11
Figura 8. Detalhe do processo de furação escalonada. ............................................................. 12
Figura 9. Detalhe do processo de trepanação. .......................................................................... 12
Figura 10. Perfil básico de rosca (Padrão métrico) ................................................................. 13
Figura 11. Processo de roscamento externo (FERRARESI, 1990). ........................................ 15
Figura 12. Roscamento interno (FERRARESI, 1990). ............................................................ 16
Figura 13. Detalhe do roscamento interno com macho de corte (Komura et al., 1990). .......... 17
Figura 14. Perfil com as dimensões normalizadas para rosca métrica ISO (ABNT, 1986). ... 18
Figura 15. Exemplo dos tipos de desgastes que ocorrem em machos de corte (Reis et al,
2005). ........................................................................................................................................ 20
Figura 16. Evolução do sinal representativo do torque no roscamento (Fantin, 1992). ........... 23
Figura 17. Detalhe da cinemática do processo de fresamento de roscas (Araujo et al., 2004). 25
Figura 18. Laminação de roscas com encosto plano (adaptado de Batalha, 2003). ................. 28
Figura 19. Laminação de roscas em gravação única (adaptado de Batalha, 2003). ................. 28
Figura 20. Laminação de roscas com um cilindro de roscamento e um segmento de apoio
(adaptado de Batalha, 2003). .................................................................................................... 29
Figura 21. Diferenças entre os perfis de roscas usinadas e conformadas (Emuge, 2010) ........ 31
Figura 22. Detalhe da geometria do perfil de rosca laminada (Lauro et al., 2010). ................. 32
Figura 23. Secção transversal de uma linha dos dentes do macho mostrando a formação da
trinca da crista (Adaptado de Chowdhary, 2003). .................................................................... 33
Figura 24. Evolução do torque durante o roscamento por laminação (Adaptado de Fromentin
et. al, 2010). .............................................................................................................................. 35
Figura 25. Detalhe da geometria do corpo de prova................................................................. 40
Figura 26. Detalhe construtivo dos machos laminadores sem cobertura (Emuge, 2010) ........ 41
xviii
Figura 27. Geometria da secção das ferramentas, a esquerda a ferramenta sem cobertura e a
direita, com cobertura de TiN (Emuge, 2010) ......................................................................... 42
Figura 28. Geometria da entrada dos machos laminadores (Emuge, 2010) ............................ 42
Figura 29. Centro de Usinagem Discovery 560 (ROMI, 2010) ............................................... 43
Figura 30. Dinamômetro Kistler 9272 (Kistler, 2010)............................................................. 43
Figura 31. Montagem do corpo de prova no dinamômetro ...................................................... 44
Figura 32. Microscópio Mitutoyo TM -500 Series (Mitutoyo, 2010) ..................................... 45
Figura 33. MEV Hitachi TM - 3000 Series (Hitachi, 2011) .................................................... 45
Figura 34. Microscópio Olympus BX51 (Olympus, 2011) ..................................................... 46
Figura 35. Gráfico de Torque versus Tempo ........................................................................... 51
Figura 36. Gráfico de Força axial versus Tempo (velocidade de 60m/min, diâmetro de 9,3mm
e ferramenta com cobertura) .................................................................................................... 53
Figura 37. Gráfico de detalhe da Força Axial versus Tempo durante o roscamento ............... 54
Figura 38. Gráficos de resíduos para a força axial – normal de probabilidade (a) e histograma
(b). ............................................................................................................................................ 56
Figura 39. Gráfico de efeito principal da velocidade sobre a força axial. ............................... 57
Figura 40. Gráfico de efeito principal do diâmetro inicial do furo sobre a força axial. ........... 58
Figura 41. Gráfico de efeito da interação entre diâmetro inicial do furo e tipo da ferramenta
sobre a força axial. ................................................................................................................... 59
Figura 42. Gráficos de resíduos para torque – normal de probabilidade (a) e histograma (b). 63
Figura 43. Gráfico de efeito principal do diâmetro inicial do furo sobre o torque. ................. 64
Figura 44. Gráfico de efeito da interação entre diâmetro inicial do furo e tipo da ferramenta
sobre o torque. .......................................................................................................................... 65
Figura 45. Micrografias mostrando o perfil de rosca formado utilizando a ferramenta com
cobertura e diâmetro de 9,1 mm sendo; (a) aumento de 50 vezes na crista e (b) detalhe com
aumento de 100 X .................................................................................................................... 68
Figura 46. Micrografias mostrando o perfil de rosca formado utilizando a ferramenta com
cobertura e diâmetro de 9,5 mm sendo; (a) aumento de 50 vezes na crista e (b) detalhe com
aumento de 100 X. ................................................................................................................... 69
Figura 47. Micrografias mostrando o perfil de rosca formado utilizando a ferramenta sem
cobertura e diâmetro de 9,1 mm sendo; (a) aumento de 50 vezes na base do filete de rosca (b)
detalhe com aumento de 100 X. ............................................................................................... 70
Figura 48. Gráficos de resíduos para taxa de preenchimento – normal de probabilidade (a) e
histograma (b). ......................................................................................................................... 72
xix
Figura 49. Gráfico de efeito principal do tipo de ferramenta sobre a taxa de preenchimento . 72
Figura 50. Gráfico de efeito principal do diâmetro inicial do furo sobre a taxa de
preenchimento. ......................................................................................................................... 73
Figura 51. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca
(velocidade de 60 m/min, diâmetro de 9,5 mm e ferramenta com cobertura) .......................... 75
Figura 52. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca
(velocidade de 60 m/min, diâmetro de 9,5 mm e ferramenta sem cobertura) .......................... 75
Figura 53. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca; (a)
velocidade de 100 m/min, diâmetro de 9,1 mm e ferramenta com cobertura e (b) velocidade
de 100 m/min, diâmetro de 9,1 mm e ferramenta sem cobertura ............................................. 76
Figura 54. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca; (a)
velocidade de 80 m/min, diâmetro de 9,3 mm e ferramenta com cobertura e (b) velocidade de
80 m/min, diâmetro de 9,3 mm e ferramenta sem cobertura .................................................... 77
xx
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Lista de Tabelas
Tabela 1. Composição química da Liga AM60 utilizada nos experimentos. ........................... 39
Tabela 2. Geometria dos machos laminadores no catálogo (Emuge, 2010)............................. 41
Tabela 3. Parâmetros do processo de roscamento e respectivos níveis usados nos
experimentos. ............................................................................................................................ 47
Tabela 4. Condições experimentais, planejamento fatorial completo (3221). ......................... 49
Tabela 5. Análise de variância (ANOVA) para a variável força .............................................. 55
Tabela 6. Teste de Tukey para o desdobramento dos três níveis de diâmetro inicial do furo
dentro dos dois tipos de ferramenta na força axial ................................................................... 60
Tabela 7. Teste de Tukey para o desdobramento dos dois tipos de ferramenta dentro dos três
níveis de diâmetro inicial do furo na força axial ...................................................................... 60
Tabela 8. Análise de variância (ANOVA) para a variável Torque. ......................................... 62
Tabela 9. Teste de Tukey para o desdobramento dos três níveis de diâmetro inicial do furo
dentro dos dois tipos de ferramenta no torque .......................................................................... 66
Tabela 10. Teste de Tukey para o desdobramento dos dois tipos de ferramenta dentro dos três
níveis de diâmetro inicial do furo no torque ............................................................................. 67
Tabela 11. Análise de variância (ANOVA) para a variável taxa de preenchimento ................ 70
xxii
xxiii
Lista de abreviaturas e siglas
Letras Latinas
Adm = adimensional
ap = profundidade de usinagem da ferramenta [mm]
d1 = diâmetro interno da rosca [mm]
d2 = diâmetro da haste de fixação [mm]
DF = diâmetro inicial do furo [mm]
f = avanço da ferramenta [mm/rot]
Fcalc = proporção F calculada
Fz = força axial na direção do eixo Z [kgf]
i = Níveis do tipo de ferramenta
j = Níveis da velocidade
k = Níveis do diâmetro inicial do furo
K = coeficiente de resistência do material
H = altura do filete de rosca [mm]
l = Número de réplicas
l1 = Comprimento total do macho [mm]
l2 = comprimento da região roscada [mm]
l3 = Comprimento da região total da região de trabalho [mm]
n = expoente de encruamento
P = passo da rosca [mm]
xxiv
P-valor = probabilidade que a amostra pode ser retirada de uma população
R = resíduo
TF = tipo de ferramenta
txt = Extensão de arquivo de texto
vc = velocidade de corte da ferramenta [m/min]
VD = velocidade de deformação da ferramenta [m/min]
ijkl= variável resposta
Letras gregas
βj = efeito do fator Velocidade
γk = efeito do fator Diâmetro inicial do furo
σ = Tensão [N/mm2]
ε = deformação durante o processo
εijkl = componente do erro aleatório
µ = média global das respostas de todos os tratamentos
i = efeito do fator Tipo de ferramenta
( β)ij = efeito da interação entre i e βj
( γ)ik= efeito da interação entre i e γk
(βγ)jk = efeito da interação entre βj e γk
xxv
( βγ)ijk = efeito da interação entre i, βj e γk
Siglas
ABNT= Associação Brasileira de Normas Técnicas
AISI = American Iron and Steel Institute (Instituto Americano de Ferro e Aço)
AM60 = liga de magnésio-alumínio
ANOVA = Análise de Variância
DIC = Delineamento Inteiramente Casualizado
DIN = Deutches Institut für normung (Instituto Alemão de Normalização)
DOE = Design of Experiment (Delineamento de Experimeto)
EO = Emissão Ótica
FEM = Finite Element Methodology (Método de Elementos Finitos)
HB = Dureza Rockell na escala B
ICP = Inductively Coupled Plasma (Plasma Acoplado Indutivamente)
ISO = International Organization for Standardization (Organização Internacional para
Padronização)
MEV = Microscópio Eletrônico de Varredura
MQL = Mínima Quantidade de Lubrificante
ODS = Operating Deflection Shapes (Operação de Deflexão de Formas)
TiAlN= Nitreto de Titânio Alumínio
TiN = Nitreto de Titânio
xxvi
Lista de símbolos
™ = marca registrada (Trade Mark)
Ø = diâmetro
xxvii
SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 ............................................................................................................................ 1
1. INTRODUÇÃO ................................................................................................................. 1
CAPÍTULO 2 ............................................................................................................................ 5
2. REVISÃO DA LITERATURA ........................................................................................ 5
2.1. Torneamento .................................................................................................................... 5
2.2. Fresamento ...................................................................................................................... 7
2.3. Furação ............................................................................................................................ 9
2.4. Roscamento ................................................................................................................... 13
2.4.1. Roscamento pelo processo de usinagem. ................................................................... 16
2.4.2. Roscamento pelo processo de conformação .............................................................. 26
2.4.2.1. Roscamento externo ............................................................................................... 27
2.4.2.2. Roscamento interno ................................................................................................ 29
CAPÍTULO 3 .......................................................................................................................... 39
3. MATERIAIS E MÉTODOS ........................................................................................... 39
CAPÍTULO 4 .......................................................................................................................... 51
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO .................................................................................... 51
4.1. Gráficos de comportamento e análise estatística das variáveis Força e Torque ................ 51
4.1.1. Força ............................................................................................................................... 54
4.1.2. Torque ............................................................................................................................. 61
4.2. Análise estatística da taxa de preenchimento nas roscas produzidas ................................ 67
4.3. Análise da Topografia dos filetes produzidos ................................................................... 73
CAPÍTULO 5 .......................................................................................................................... 79
5. CONCLUSÕES ............................................................................................................... 79
REFERÊNCIAS ..................................................................................................................... 81
xxviii
1
CAPÍTULO 1
1. INTRODUÇÃO
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.
Os principais processos de manufatura como usinagem, soldagem e conformação estão
presentes em todos os processos produtivos, sendo, constantemente, estudados e
modernizados, visando o aumento de produção, buscando a minimização de custos e a
fabricação de produtos com mais qualidade.
Devido à complexidade dos setores produtivos, considerando o número de estações de
trabalho no chão de fábrica ou de processos específicos dentro de cada estação, a inserção de
pequenas modificações em linhas de fabricação pode significar um aumento substancial de
produção que influenciará de forma satisfatória na redução de custos.
Portanto, considerando a indústria metal mecânica, podemos distinguir duas grandes
classes de trabalho com os metais, que são: os processos de usinagem e os processos de
conformação. Sendo estes os processos mais importantes nas indústrias automobilísticas e de
autopeças e os conglomerados empresarias que mais trazem divisas para os países modernos.
Nos processos que envolvem a usinagem, o mecanismo ocorre com a remoção de
cavacos, ou seja, parte do material trabalhado é retirada e descartada na forma de cavacos para
dar ao material a forma desejada. Nos processos de conformação há a constância do material
que sofre alterações em sua forma através do deslocamento de material, adquirindo o formato
desejado por deformação plástica.
Em ambos os tipos de processos temos muitas variáveis envolvidas, tais como: força de
corte ou deformação, variação da temperatura na interface da ferramenta e da peça,
geometrias complexas da ferramenta de trabalho, dentre muitas outras que citaremos no
decorrer desse trabalho. Cada processo é indicado de acordo com o que se deseja produzir,
apresentando vantagens e desvantagens.
2
Sendo um processo pouco usado nas empresas que fabricam componentes roscados, a
laminação de roscas tem grande vantagem sobre processos similares devido ao fato de não
produzir cavacos e dessa forma, não necessitar de processos de reciclagem específicos.
Entretanto, manuais específicos e conceitos técnicos com informações precisas sobre este
processo, ainda são grandes lacunas para sua efetiva aplicação em todos os materiais
utilizados em produtos manufaturados.
Este trabalho foca no estudo dos processos de fabricação onde são produzidos
componentes roscados, através da conformação de roscas, também conhecido como
laminação de roscas. Dessa forma, pretende-se estudar e definir parâmetros ideais para a
compreensão dos fenômenos envolvidos neste processo.
Este trabalho propõe o estudo do processo de roscamento interno utilizando o processo
de conformação, também conhecido como laminação de roscas, analisando as influências dos
parâmetros(velocidade, diâmetro inicial do furo e tipo de ferramenta) em relação aos esforços
de deformação como a força no sentido axial, momentos durante a deformação e a qualidade
dos perfis de rosca produzidos. A proposta deste trabalho é produzir roscas conformadas na
liga de Magnésio-Alumínio com o nome comercial de AM60.
A laminação de roscas, ou roscamento por conformação, atualmente é pouco utilizada,
mesmo apresentando a não geração de cavacos e consequentemente a redução de resíduos
industriais. Assim, os processos de roscamento ainda têm um grande gap a ser estudado.
Dessa forma, promover um estudo, focando as vantagens e as desvantagens do processo de
laminação de roscas, torna-se interessante, pois definirá o valor de algumas variáveis, como:
tempo de produção em função de diâmetro pitch, profundidade da rosca, lubrificação e
potência consumida da máquina durante a fabricação. Assim, será possível ter o domínio de
um processo de produção com um grande histórico dentro dos processos de fabricação e que
apresenta inovações tecnológicas recentes e constantes a cada dia, conhecendo-se suas
vantagens e limitações, além da divulgação do conhecimento obtido gerando sua ampla
divulgação nos setores de interesse.
Portanto, este trabalho está dividido em 5 capítulos principais abordando os seguintes
tópicos:
3
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO: traz uma introdução ao assunto abordado, além de
especificar os objetivos e justificativas para realização do trabalho. Além, de mostrar a
estrutura de divisão do mesmo.
CAPÍTULO 2 - REVISÃO DA LITERATURA: tem o foco na revisão sobre processos
de fabricação com remoção de cavaco, com uma conotação para os processos de roscamento
tradicionais, suas vantagens e desvantagens comparadas com o processo de laminação de
roscas.
CAPÍTULO 3 – MATERIAIS E MÉTODOS: apresenta todas as estratégias utilizadas
durante o experimento inclusive seu planejamento com réplicas e tratamento estatístico dos
dados e descreve também os recursos utilizados para a realização do trabalho.
CAPÍTULO 4 – RESULTADOS E DISCUSSÕES: mostra os principais resultados
obtidos com as respectivas influências de cada parâmetro de entrada sobre as variáveis de
resposta.
CAPÍTULO 5 - CONCLUSÕES: pontua as principais conclusões obtidas no trabalho e
suas repercussões sobre as características do processo.
4
5
CAPÍTULO 2
2. REVISÃO DA LITERATURA
Desde a revolução industrial o homem busca a adaptação de processos de fabricação ao
seu cotidiano de trabalho. Devido à simplicidade que apresenta, o torneamento foi um dos
primeiros processos modernos desenvolvidos pelo homem. Anteriores ao torneamento,
processos como o forjamento e a fundição apresentavam grande aplicação na fabricação de
componentes industriais e de uso doméstico. Portanto, havia um elevado domínio e
conhecimento por parte dos artífices, porém a qualidade dos produtos era inferior àqueles
produzidos pelo torneamento.
Dessa forma, seguindo uma linha evolutiva com pequena variação cronológica,
processos como a furação, o fresamento e o roscamento surgiram praticamente simultâneos ao
torneamento. Todos esses processos apresentam dinâmicas de trabalho variadas com
parâmetros de processo específicos e que influenciam diretamente na qualidade dos produtos.
Entretanto, esses processos têm em comum a classificação como processos com remoção de
cavaco.
O forjamento é um exemplo clássico onde não é variado o volume de material, ou seja,
o volume antes da fabricação é o mesmo ao seu final. Portanto, o processo gera apenas uma
variação do formato final do produto. Em grande parte, o torneamento é o principal processo
empregado. O processo de roscamento tem uma utilização pouco menor, porém com uma
importância significativa similar ao torneamento.
Dificilmente existe produto industrial atualmente que não tenha uma parte roscada.
Roscas na sua maioria são fabricadas para unirem componentes mecânicos facilitando
montagens e desmontagens. Em alguns casos apresentam-se como responsáveis pela
transmissão de movimentos com precisão e potência. Os tópicos a seguir mostram os
principais processos empregados nas empresas com suas características, detalhes e principais
aplicações.
2.1. Torneamento
De acordo com Ferraresi (1990) o torneamento é um processo mecânico de usinagem
que produz superfícies de revolução através de ferramentas monocortantes. O material
usinado gira em torno do eixo de simetria da peça e a ferramenta realiza movimentos
coplanares a esse eixo. O torneamento pode ser retilíneo ou curvilíneo, segundo a trajetória
6
da ferramenta. Para que o processo de torneamento ocorra tem que haver, simultaneamente, a
rotação da peça em torno do seu centro (n), o deslocamento no sentido axial da ferramenta
denominado avanço (f) e o deslocamento radial denominado profundidade de usinagem (ap)
conforme pode ser observado na Figura 1.
Figura 1. Detalhe dos parâmetros do processo de torneamento, (SANDVIK, 2004).
Se a trajetória for paralela ao eixo de simetria da peça, teremos o torneamento cilíndrico
(externo ou interno), se a peça tiver um entalhe no sentido axial, será denominado
sangramento axial, se o objetivo for produzir uma superfície plana perpendicular ao eixo de
simetria da peça teremos um torneamento de faceamento, conforme a Figura 2. Finalmente, se
for gerado um entalhe circular na exata largura da ferramenta, será denominado sangramento
radial, conforme a Figura 3.
Figura 2. Detalhe do processo de faceamento, (SANDVIK, 2004).
7
Figura 3. Detalhe do processo de sangramento radial, (SANDVIK, 2004).
O processo de torneamento é um dos mais antigos e versáteis e ocupa lugar de destaque
na produção industrial devido à sua grande faixa de aplicação. É um dos processos mais
estudados no mundo e grande parte das pesquisas conduzidas com técnicas de simulação,
monitoramento de temperatura e monitoramento de desgaste para novas coberturas, são
realizadas inicialmente no torneamento devido ao número reduzido de parâmetros e à
facilidade de controle e análise dos resultados obtidos.
2.2. Fresamento
O fresamento é um processo mecânico realizado com a utilização de arestas
multicortantes. O processo ocorre com o giro da ferramenta e a peça ou a ferramenta se
deslocam segundo uma trajetória. O fresamento pode ser classificado como cilíndrico
tangencial ou frontal, ou ainda composto que resulta da combinação dos dois anteriores.
(Ferraresi, 1990).
A Figura 4 mostra os detalhes do processo de fresamento frontal (1) e tangencial (2).
Nota-se que dependendo do movimento relativo entre a ferramenta e a peça é possível
executar operações distintas. Normalmente, o processo de fresamento frontal está direcionado
à produção de peças de formas prismáticas e gera superfícies planas. Já o processo de
fresamento tangencial é mais versátil podendo gerar formas específicas como canais, entalhes
no formato “V” e dentes de engrenagens.
8
Figura 4. Detalhe dos processos de fresamento frontal (1) e tangencial (2), (SANDVIK,
2004).
Através do fresamento pode-se produzir roscas. Para que isto ocorra a ferramenta ou
fresa precisa ter o perfil da rosca a ser produzida e realizar simultaneamente movimentos de
rotação e translação. Segundo Araújo et al. (2004), o processo de fresamento para produzir
roscas internas executa o movimento em uma só passagem pelo furo. A Figura 5 mostra três
ferramentas utilizadas no fresamento de roscas. A Figura 5a mostra uma ferramenta de perfil
único que faz cada passo da rosca em um movimento de rotação com deslocamento no sentido
axial igual ao passo da rosca. A Figura 5b mostra a fabricação de um perfil roscado com uma
ferramenta múltipla com somente um lado de corte, da mesma forma que a ferramenta
anterior existe a necessidade do deslocamento no sentido axial no mesmo valor do passo da
rosca. Finalmente, a Figura 5c mostra uma ferramenta helicoidal com múltiplas arestas de
corte onde o perfil da rosca é gerado em um movimento combinado de rotação da ferramenta,
translação em torno do eixo do furo a ser roscado e o deslocamento axial no mesmo valor do
passo da rosca.
9
Figura 5. Detalhe do processo de fresamento de roscas, a – Fresamento com aresta
monocortante, b – Fresamento com arestas multicortante e c – Fresamento com
ferramenta circular helicoidal (ARAÚJO et al., 2004).
Analisando o fresamento de roscas com uma ferramenta helicoidal de 4 arestas de corte
como a mostrada na Figura 5c, Araújo et al. (2004) verificaram que houve uma alteração no
cavaco gerado e, consequentemente, nas forças de corte quando comparadas com o
fresamento da ferramenta de perfil reto. Este trabalho teve como objetivo modelar a força de
contato entre o perfil de rosca e a ferramenta que, segundo os autores, ocorre de forma similar
ao processo tradicional de fresamento tangencial. Analisando este processo de forma mais
criteriosa, Araújo et al. (2004) concluíram que o processo de fresamento de roscas tem uma
frequência de oscilação na secção transversal nas forças de corte quando são empregadas
arestas múltiplas e é feita uma comparação com o mesmo processo com ferramenta de aresta
única.
Baseado nos resultados apresentados por Araújo et al. (2004), observou-se que ocorre
um aumento da vibração do processo, demonstrando ser necessário considerar a tensão de
contato entre as superfícies de folga e de saída da ferramenta e o perfil de rosca gerado. E
existe uma preocupação constante com o conhecimento e o domínio do processo à medida
que as ferramentas de roscamento e processos evoluem. Porém, esta afirmativa tem sempre
ocorrido no processo de roscamento com usinagem de roscas onde há a geração de cavacos e
atualmente, poucos estudos têm sido conduzidos no processo de laminação de roscas.
2.3. 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 desse processo
nos processos modernos de produção. A furação foi responsável por 50% dos produtos
10
usinados nos USA no final dos anos 90. Se por um lado o trabalho com furação e roscamento
é importante, por outro, eles também apresentam dificuldades no que diz respeito à peça
usinada, à profundidade de furação e tolerâncias finais da peça, além de outros detalhes que
tornam a usinagem difícil e de execução complexa.
Segundo Ferraresi (1990), 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 6, 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 objetivo de
melhorar a qualidade superficial.
Furação com pré-furação: abertura de um furo em uma peça pré-furada. Este
processo tem como objetivo eliminar os esforços de corte que surgem na aresta
transversal da broca quando são empregadas brocas de diâmetro acima de 16
milímetros. A aresta transversal produz um efeito de esmagamento que aumenta
esforços de corte e diminui o tempo de vida das ferramentas. A Figura 7 mostra um
processo de furação com pré-furação.
11
Figura 6. Detalhe da cinemática do processo de furação em cheio.
Figura 7. Detalhe do processo de furação com pré-furação.
Furação escalonada: abertura de um furo com dois ou mais diâmetros
simultaneamente. O objetivo da furação escalonada é aumentar produtividade
realizando simultaneamente furos de diâmetros menores e maiores, eliminando o
tempo de parada para a troca de ferramentas. Pode-se empregar o processo de furação
escalonada também quando existe a necessidade de rebaixos em peças para ocultar
cabeças de parafusos ou porcas. A Figura 8 mostra o detalhe da furação escalonada.
12
Figura 8. Detalhe do processo de furação escalonada.
Furação de furos de centros: obtenção de furos centrais para posterior uso, como
por exemplo, apoio de peças de grande comprimento em contra pontos de cabeçotes
móveis de tornos universais. Este processo é similar ao processo de furação
escalonada conforme pode ser observado na Figura 8. 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, Figura 9.
Figura 9. Detalhe do processo de trepanação.
13
O conhecimento da cinemática do processo de furação é importante, pois o processo de
roscamento está intimamente ligado ao processo de furação e à qualidade do furo. Pode-se
afirmar que para a realização do processo de roscamento é necessário existir o processo
anterior de furação. Dessa forma, sendo o foco de estudo deste trabalho o processo de
roscamento por laminação, foi feita de forma sintética, até este ponto do trabalho, uma
abordagem dos processos de torneamento, fresamento e furação e suas variantes. A seguir a
revisão estará mais direcionada aos processos de roscamento interno e externo com e sem
geração de cavacos.
2.4. Roscamento
O roscamento é um processo mecânico, de usinagem ou conformação, que se destina à
obtenção de filetes com perfis roscados, por meio da abertura de um ou mais sulcos
helicoidais de passo uniforme, em superfícies cilíndricas ou cônicas de revolução. Podem ser
produzidas roscas internas e roscas externas. É um processo que envolve movimentos de
avanço e de rotação entre a ferramenta e a peça, onde uma delas gira enquanto a outra se
desloca simultaneamente, segundo uma trajetória retilínea paralela ou inclinada em relação ao
eixo de rotação, ou ainda, apenas uma delas executa os dois movimentos, ou seja, gira e
avança enquanto a outra fica parada.
Podem ser produzidas roscas padronizadas, como: Rosca métrica – normal (DIN 13-1),
fina (DIN 13-2...10), Rosca métrica cônica (DIN 158-1), Rosca Whitworth, Rosca GAS (DIN
ISO 228-1), Rosca ISO trapezoidal (DIN 103-1), Rosca de dente de serra (DIN 513), Roscas
UNF (EUA+Inglaterra), Roscas Edson e Roscas especiais. A Figura 10 apresenta um perfil
padrão de um modelo de rosca métrica muito empregada na indústria brasileira.
Figura 10. Perfil básico de rosca (Padrão métrico)
Passo (P)
h t
t/8
t/8
60°
d
d1
d2
14
O processo de roscamento está presente em quase todas as peças produzidas nas
indústrias do setor metal mecânico. Pode-se considerar que não existe um componente
mecânico que não apresente uma ou várias regiões com perfil roscado externo e/ou interno.
Os bens de consumo como automóveis, motocicletas, máquinas agrícolas e os diversos
equipamentos apresentam em seus detalhes construtivos regiões roscadas. Outras ferramentas
industriais como moldes de injeção e as matrizes para conformação apresentam regiões
específicas para a montagem de postiços necessários a modificações de detalhes do seu
design, normalmente estes postiços são fixados por pinos roscados.
Segundo Lauro et al. (2010), componentes mecânicos podem ser unidos por meio de
fixação permanente, soldagem ou fixação removível, com a utilização de parafusos, rebites,
pinos, dentre outros. Por causa da facilidade na substituição e reparo, o uso de parafusos se
torna mais comum, havendo poucos equipamentos que não usam parafusos para fixação.
Considerando o período do início da revolução industrial até a década de 1980, pode-se dizer
que a evolução do processo de roscamento dentro da indústria foi modesta. Basicamente, o
processo mais usado de roscamento interno sempre foi realizado na indústria com ferramentas
denominadas machos. Este processo promove, assim como nos processos de torneamento,
fresamento e furação, a geração de cavacos que são na sua maioria expulsos pelos fluidos de
corte durante a usinagem.
Portanto, a evolução das ferramentas de roscamento foi baseada, assim como as demais
ferramentas de usinagem, nos materiais que constituem a microestrutura e nas coberturas
desenvolvidas após a década de 1970. Entretanto, nas duas últimas décadas dispondo de
máquinas mais modernas, velozes e com comandos numéricos mais eficientes, todos os
processos de usinagem sofreram uma elevada modernização, incluindo, o processo de
roscamento. Deve-se salientar que a evolução do processo de roscamento foi mais voltada
para a dinâmica do processo do que para as ferramentas propriamente.
O processo de roscamento pode ser realizado com ferramentas de corte denominadas
machos e empregando-se velocidades de corte mais altas tornando o processo mais eficiente.
Outras ferramentas e processos, como o fresamento de roscas, possibilitou a flexibilidade do
processo de produção de roscas com a diversificação de produtos empregando-se um número
mínimo de ferramentas.
15
Roscamento externo é executado em superfícies externas cilíndricas ou cônicas de
revolução. Enquanto o interno é executado em superfícies internas cilíndricas de revolução
(ABNT, 1971; Ferraresi, 1990). As principais formas de se realizar o roscamento externo na
usinagem é utilizar, por exemplo, ferramenta de perfil único, ferramenta de perfil múltiplo,
fresa de perfil múltiplo ou fresa de perfil único conforme Figura 11.
O processo é realizado da mesma forma que ocorre o torneamento externo, ou seja,
existe um movimento de rotação da peça a ser roscada em torno do seu eixo de simetria e um
movimento de avanço no sentido axial com dimensão exata do passo da rosca que se deseja
produzir. A combinação dos dois movimentos produz o perfil de rosca desejado. Além disso,
as roscas podem ser classificadas como roscas esquerdas e direitas, sendo esta classificação
importante apenas para o sistema que se deseja fixar.
Figura 11. Processo de roscamento externo (FERRARESI, 1990).
No roscamento interno, utiliza-se geralmente ferramenta de perfil único, ferramenta de
perfil múltiplo, macho de corte ou fresa conforme Figura 12. Na indústria, segundo Koelsch
(2002), utiliza-se com mais freqüência para a confecção de filetes de rosca interna o macho
de corte. O processo de roscamento interno com macho de corte envolve usinagem e remoção
de material. O macho de corte é classificado como uma ferramenta multicortante que, através
do movimento rotativo combinado com o axial, executa a deformação na superfície interna de
16
um furo, cujo diâmetro é um pouco menor que o diâmetro externo do macho de corte, para
formar filetes de rosca após a remoção de cavacos.
Figura 12. Roscamento interno (FERRARESI, 1990).
Considerando o processo de roscamento, foco deste trabalho, a seguir será feita uma
abordagem ao processo de roscamento com geração de cavaco, mais tradicional, e que utiliza
machos de corte, e, em seguida, exploraremos mais enfaticamente o processo de roscamento
por conformação que emprega machos denominados laminadores e que apresenta lacunas no
seu entendimento.
2.4.1. Roscamento pelo processo de usinagem.
Dentre os processos que envolvem a remoção de cavacos, ou seja, de usinagem, esse é
um dos mais utilizados, visto que no sistema de montagem de peças o roscamento é mais
indicado devido à sua versatilidade. Assim, o roscamento por usinagem se sobrepõe ao
processo realizado por conformação, uma vez que o primeiro é muito mais difundido. Pode-se
dizer que, dentre os processos de usinagem, o roscamento é, segundo Reis et al. (2005), um
dos mais difíceis de ser executado devido à complicada remoção de cavacos e lubrificação na
zona de corte, além da necessidade de uma relação inalterável entre a velocidade de corte e o
avanço, definida pelo passo da ferramenta.
17
Segundo Lorenz (1980) e Du et al., (1995) o processo de roscamento interno é
complexo pelo fato de existirem muitas variáveis que devem ser analisadas durante o
processo, sendo as mais comuns: quebra do macho de corte, erro síncrono entre os
movimentos rotacional e de avanço, desgaste do macho de corte e desalinhamento entre a
ferramenta e o pré-furo, dentre outras. Portanto, a escolha errada de ferramentas, condições de
corte ou lubrificação são fatores que podem levar a um roscamento fora da tolerância ou até
mesmo à quebra da ferramenta e ao sucateamento da peça (Sha et al., 1990; Fantin, 1992).
O processo de geração de roscas internas com machos ocorre de acordo com a Figura
13, onde se pode notar que o perfil é construído com o deslocamento da ferramenta no sentido
axial e com um movimento rotativo simultâneo. O macho apresenta um formato cônico na sua
parte inicial o que permite que as arestas de corte executem a operação removendo secções de
corte pequenas no começo e estas aumentem de forma progressiva. Além disso, na construção
da ferramenta existem arestas de corte radiais que dividem as secções de corte no sentido
radial e axial, permitindo a geração do perfil da rosca de forma gradual (Komura et al., 1990).
Para Armarego e Chen (2002) o roscamento é um dos processos mais utilizados e sua
otimização é bastante importante. Dados como força, potência, vida da ferramenta e superfície
roscada merecem uma atenção maior. Além disso, tem que haver um sincronismo geométrico
entre a peça e o macho, que ao mesmo tempo em que produz a rosca deve providenciar a
remoção do material que vai se acumulando entre suas arestas.
Figura 13. Detalhe do roscamento interno com macho de corte (Komura et al., 1990).
Apesar de utilizar uma ferramenta simples que inicialmente já pré-define o formato de
rosca a ser produzida, no processo de roscamento pelo menos 5 variáveis devem ser ajustadas:
diâmetro maior, diâmetro menor, diâmetro efetivo, passo e ângulo de rosca. Se uma destas
18
medidas estiver fora de especificação, o ajuste ou a transmissão de forças ou movimentos
entre a rosca interna (peça fêmea) e a rosca externa (peça macho) será deficiente. Outros
fatores complicadores são: o grande número de tipos e formas usadas na indústria, tanto
padronizadas como especiais, as diversas classes de ajuste e precisão exigidas, a seleção do
melhor processo de roscamento com a escolha das ferramentas correspondentes e a seleção do
método de inspeção (DeGarmo et al., 1997).
A Figura 14 mostra a geometria ideal normalizada de um perfil de rosca padronizada.
Observa-se que tanto o fundo do filete como a crista da rosca apresentam partes retas durante
sua fabricação. O fundo do filete de rosca normalmente tem o formato do raio de ponta da
aresta de corte do macho. Além disso, deve-se notar que, segundo padronização, os valores de
diâmetro médio, passo da rosca, dimensões do fundo do filete e da crista são proporcionais à
altura “H” ou ao passo “P’ da rosca. Assim, percebe-se que o passo e a altura de crista da
rosca são as variáveis mais importantes no projeto de uma rosca.
Figura 14. Perfil com as dimensões normalizadas para rosca métrica ISO (ABNT,
1986).
Geralmente o processo de roscamento é um dos últimos produzidos em uma peça, logo
o processo deve ser bem controlado, pois um erro leva à perda de um longo trabalho onde a
peça já tem valores agregados de processos anteriores e pelos quais passou antes de chegar ao
roscamento (Sales et al., 2008). Para realizar o roscamento, é necessário que a peça seja pré-
furada, sendo que esse furo pode ser passante ou pode ser cego, depende da necessidade da
produção. No roscamento de furos passantes a geometria do macho é de grande importância
considerando o formato e o número de canais da ferramenta. Os canais do macho são os
responsáveis em conduzir o fluido refrigerante e lubrificante na região de corte. Os canais do
19
macho de corte apresentam um ângulo de hélice que é responsável pela remoção dos cavacos
da região de corte. Assim, machos com ângulos de hélice maiores são aplicados a materiais
mais dúcteis e com ângulos de hélice próximos de zero grau são aplicados no roscamento de
materiais menos dúcteis.
Para o roscamento de furos cegos torna-se necessário ainda, que o macho de corte
possua geometria adequada para a retirada do cavaco da região de usinagem pela ação dos
canais, pois o acesso do fluido de corte é muito difícil. O fluido de corte fica confinado dentro
de uma região específica diminuindo sua eficiência de ação lubrificante e refrigerante. Em
muitos casos, ferramentas com lubrificação interna são necessárias para melhorar o
desempenho do processo. No roscamento, o avanço é determinado pelo passo da rosca que
está sendo usinada. Portanto, apenas a velocidade de corte pode ser ajustada. A velocidade
ótima do roscamento é normalmente baseada no custo mínimo por furo e é frequentemente
uma variável para vida do macho de corte e produtividade máximas. A velocidade de corte
sofre efeito direto da rigidez do metal que está sendo trabalhado (JOHNSON, 1989).
Segundo Dogra et.al. (2002) a usinagem de roscas por ser um processo largamente
utilizado deve ser muito bem preparada e deve-se ter atenção aos parâmetros da ferramenta
que será utilizada. As falhas como quebra da ferramenta, desgaste antecipado da ferramenta
ou mesmo danos à peça trabalhada pode levar, além de prejuízos pela troca da ferramenta, à
perda de tempo com a troca e isso deve ser evitado ou pelo menos minimizado por pesquisas
na área. Uma das causas mais comuns de falhas se refere ao desalinhamento central do eixo
com o furo e também ao retorno da ferramenta quando atinge o limite de profundidade de
roscamento. O torque utilizado no processo será, também, dependente da geometria do furo
adquirida depois do processo de furação.
O desgaste da ferramenta é um parâmetro que deve ser levado em consideração, pois a
maioria dos erros advém dele. Na Figura 15 temos os tipos de desgastes mais comuns nas
ferramentas de corte, que são: o lascamento que ocorre devido a baixas velocidades de corte
e/ou ferramenta com baixa tenacidade; o desgaste de flanco propriamente, que apesar de
normal pode ser controlado encontrando-se a velocidade de corte ideal ou trabalhando-se com
ferramentas mais resistentes; o rasgamento que corresponde ao arrancamento da crista do
filete de rosca normalmente ocorrendo para furos iniciais fora de especificação e a adesão de
material da peça na ferramenta devido a baixas velocidades de corte.
20
Figura 15. Exemplo dos tipos de desgastes que ocorrem em machos de corte (Reis et al,
2005).
Segundo Reis et al. (2005) esses desgastes necessitam ser controlados, pois podem
influenciar em variáveis do processo, como temperatura, potência e força de corte. O desgaste
da ferramenta se concentra nas arestas da região cônica e na primeira aresta da região
cilíndrica da ferramenta, que é a região que tem o primeiro contato da ferramenta e que
começa a abertura dos filetes de rosca, nas demais arestas o desgaste é menor. Em alguns
casos o desgaste da ferramenta é tão grande que ela perde as arestas de corte e a ferramenta ao
invés de cortar o material passa a conformá-lo, gerando a deformação plástica e ocasionando
o aumento da temperatura, culminando no rasgamento dessas arestas.
Apesar de ser um processo muito utilizado na indústria, o processo de roscamento é
pouco pesquisado se comparado a processos como torneamento, furação ou fresamento.
Armarego e Chen (2002) desenvolveram um trabalho analisando o torque, a pressão e a força
lateral na usinagem de roscas e concluíram que esse é ainda um campo que merece mais
estudos para melhor entendimento. Foi verificada, através de testes experimentais e de
simulação computacional, que é necessário uma boa sincronia entre o material de trabalho,
velocidade e a ferramenta a serem utilizados. De acordo com Cao e Sutherland (2002) o
grande problema na usinagem de roscas é a ruptura do macho de corte durante o processo,
devido ao aumento do torque que ocorre na maioria dos casos, ao travamento da ferramenta,
gerando sua imediata quebra.
Basicamente não se consegue produzir roscas sem o uso de fluidos refrigerantes e/ou
lubrificantes. O uso de fluidos de corte é necessário na usinagem de roscas, a fim de diminuir
as forças necessárias para o processo. O uso do fluido de corte é mais importante no
roscamento interno que na maioria das outras operações de usinagem, uma vez que as arestas
do macho de corte estão mais sujeitas a danos provocados pelo calor e os cavacos têm maior
chance de ficarem retidos na região de corte entre a ferramenta e a peça (JOHNSON, 1989;
DEGARMO et al., 1997). Browmick (2010) usinou roscas internas na liga AM60 a seco e
21
utilizando MQL (Mínima Quantidade de Lubrificante), verificando que com o uso do
lubrificante houve redução da adesão de magnésio na ferramenta e da formação de
arestapostiça de corte. Dessa forma, ocorreu um aumento na vida da ferramenta, mostrando
que o uso do fluido é extremamente significante.
Outra preocupação é que o fluido de corte deve ser mantido o mais limpo possível, pois
partículas de fluido recirculado são altamente abrasivas, e o lubrificante deve ser fornecido
em quantidades suficientes visando reduzir o calor e o atrito, e também ajudar na remoção de
cavacos. Recomenda-se a utilização de fluido de corte ou jato de ar para o roscamento de
furos profundos com comprimento superior a duas vezes o diâmetro, ou furos cegos, em
materiais como o ferro fundido (JOHNSON, 1989; DEGARMO et al., 1997). O método de
aplicação é importante e é também muito difícil nesse processo. Para garantir a máxima
eficiência, o fluido de corte deve ser dirigido aos canais do macho de corte com pressão
suficiente para forçá-lo a descer pelos canais (JOHNSON, 1989; DEGARMO et al., 1997).
Como ocorre em todos os processos de usinagem, a vida da ferramenta pode ser
aumentada com o uso de fluidos lubrificantes e refrigerantes, e destacam-se os óleos que tem
maior poder lubrificante. Com isso, reduz o atrito entre peça/cavaco e peça/ferramenta, o que
leva à diminuição da temperatura. Isso tudo garante um melhor acabamento à peça usinada.
Com a diminuição do atrito, diminuem também as forças e potência de corte. Analisando a
influência de sistemas convencionais de lubrificação em roscamento interno, que são:
lubrificação em abundância, MQL e a seco, os resultados alcançados mostram que com
lubrificação em abundância há uma tendência maior de diminuir a temperatura e uma
tendência menor com MQL. Quanto à diminuição dos esforços de corte, houve com isso, uma
influência maior na força de avanço que no momento torçor (Brandão et al., 2006). Segundo
Bezerra (2003) a utilização de MQL propicia melhores condições de usinagem de roscas
quando comparada com a condição a seco.
Muitos pesquisadores têm abordado a modelagem em diversos processos de usinagem
para fazerem uma predição das forças necessárias em cada processo e esses estudos ajudam
também no desenvolvimento de novas ferramentas. Cao e Sutherland (2002) estudaram um
processo de usinagem de roscas através do uso de um modelo mecânico para predizer o torque
e a força axial. O modelo é resultante da formação do cavaco e do atrito entre a peça e a
ferramenta, incluindo a interferência dos fluidos lubrificantes. Experimentos foram feitos e
confirmaram as seguintes características e conclusões:
22
A carga total do roscamento consiste em uma carga natural do roscamento e uma carga
nos sulcos que armazenam o cavaco. A carga resulta da formação de cavacos e do atrito
entre peça e ferramenta e a carga resultante dos sulcos é proveniente do acúmulo de
cavacos. A carga dispensada para eliminar os cavacos pode ser de até cinco vezes maior
que a carga dispensada ao processo em si, e isso depende da geometria da ferramenta e
dos parâmetros do processo;
A carga natural adquirida na modelagem do processo está de acordo com a
experimental. Entretanto, se a carga nos sulcos de cavaco domina, o modelo tende a
aumentar a carga de roscamento, pois os sulcos responsáveis em armazenar os cavacos
não são esclarecidos no processo mecânico;
O acúmulo de cavacos leva à ruptura do macho e, com isso, foi observado torque
excessivo. A solução indicada é o desenvolvimento de ferramentas que acomodem
melhor o cavaco;
O atrito entre peça e ferramenta sofre alterações com o uso de lubrificante. O
coeficiente de atrito feito a seco é quatro vezes maior que o realizado com lubrificante.
O atrito diminui com o aumento da velocidade com que o processo é realizado. O uso
de lubrificante reduz a carga do processo em si, mas tem pouca influência na carga
máxima e não é causa determinante para a quebra da ferramenta.
O torque que é necessário para produzir uma rosca interna é fundamental nesse processo
porque o mesmo é dependente de fatores, como o material da peça, o tipo do macho de corte
utilizado no processo, a altura da rosca, o fluido de corte, dentre outros. Qualquer alteração,
seja na geometria da ferramenta ou na velocidade, é manifestada em alterações sofridas no
torque (AGAPIOU, 1994). Sha et al. (1990) afirmam que o torque no roscamento interno
com macho de corte também está diretamente relacionado com o desgaste sofrido pela
ferramenta. Bezerra (2003) afirma que à medida que mais arestas de corte entram em contato
com o material, o torque vai aumentando e que no retorno ele diminui pela liberação das
arestas.
Fantin (1992) observou que o torque na operação de roscamento se compõe de
diferentes fases conforme pode ser observado na Figura 16. Apenas duas fases são exploradas
na análise de resultados das variáveis: a fase 1 para os valores médio e máximo adquiridos
pelo sinal e a fase 2 para o valor máximo do pico de reversão. O estudo da fase 1 torna
possível melhorar as condições de corte e controlar o desgaste da ferramenta e pode ajudar no
desenvolvimento de geometrias de ferramentas. Na fase 2, o valor máximo do pico de
23
reversão, diz respeito à qualidade do furo realizado. Este pico representa o torque de atrito
quando o macho de corte retorna.
Figura 16. Evolução do sinal representativo do torque no roscamento (Fantin, 1992).
Segundo Mezentsev et al. (2002) um dos parâmetros mais exigidos é a boa qualidade
das roscas produzidas e isso pode estar prejudicado por vários aspectos, como: condições do
furo inicial, sistema de fixação, sincronia entre a ferramenta e eixo central da ferramenta
coincidindo com o do furo, além de imperfeições na superfície da peça ou da ferramenta e a
formação e eliminação de cavacos que podem danificar a rosca. O estudo de Mezentsev
verifica como as falhas provenientes de desalinhamento da ferramenta e furo e o retorno da
ferramenta ao chegar ao final do furo interferem na qualidade da rosca.
Todos os componentes metálicos e não metálicos podem ser roscados variando apenas o
grau de dificuldade na realização das roscas. Segundo Zhang et al. (2002) as ligas de titânio
são largamente utilizadas, porém, é um dos materiais metálicos que mais apresentam
dificuldades para a realização do processo, pois esse material tem um módulo de elasticidade
baixo criando um torque de atrito sete vezes maior que o existente quando se utiliza o aço
carbono puro. Para tentar solucionar esse problema, a vibração-assistida tem sido largamente
utilizado e alcançado bons resultados como redução do torque de atrito, aumento da vida da
ferramenta e grande melhora na precisão da rosca.
Foram utilizadas no experimento de Mezentsev et al. (2002), para verificação da
influência da vibração no roscamento, três ferramentas de tamanhos diferentes e dois tipos de
vibração, incluindo tipo de onda, freqüência e amplitude. A vibração é transmitida à
24
ferramenta que a repassa à peça trabalhada. Comparando o experimento de roscamento com
vibração e o roscamento convencional, verificou-se que o torque diminui em todos os
tamanhos de ferramentas e tipos de vibrações utilizados. Os autores conseguiram verificar
também que para uma determinada frequência de vibração existe uma amplitude mais
indicada para melhor reduzir o torque, foi conseguido menor torque com a menor ferramenta
e o mais importante, que a redução do torque é sempre obtida com o uso de vibração no
roscamento.
Duas maneiras de produção são possíveis no processo de roscamento em máquinas de
comando numérico: a utilização de cabeçotes auto-reversíveis e o roscamento direto com o
cabeçote fixo da máquina. Mota et al. (2006) fizeram uma comparação no desempenho quanto
à utilização de cabeçote fixo e auto-reversível e ferramentas de aço-rápido AISI-M7 sem
revestimento, revestidas com nitreto de titânio (TiN) e revestidas com multicamadas
(TiN/TiAlN – nitreto de titânio/nitreto de titânio alumínio), que tem baixa condutividade
térmica. Da análise feita, as ferramentas revestidas com TiN/TiAlN tiveram um melhor
desempenho que as outras. O uso de cabeçote fixo apresentou, também, o melhor resultado
em todas as ferramentas, e isso, se deve ao melhor sincronismo de velocidade e avanço de
corte possível nesse tipo de cabeçote e ao fato de que no cabeçote auto-reversível as
velocidades são consideradas constantes, exigindo mais das ferramentas.
Em virtude do grande uso de ferro fundido vermicular na indústria automobilística e aos
poucos trabalhos de usinagem de roscas desse material, Mota et al. (2009), desenvolveram um
estudo de roscamento de ferro fundido vermicular utilizando machos de corte revestidos de
TiAlN e foi verificado que houve desgaste na superfície de folga e saída de todas as
ferramentas de corte, independente da quantidade de roscas fabricadas. Outro ponto
observado foi o revestimento retirado da superfície de folga por mecanismos de desgaste que
ocorreu devido ao fato do ferro fundido ser um material altamente abrasivo.
No processo de roscamento convencional são usadas duas ferramentas, a primeira irá
fazer o furo na peça e a segunda atua em seguida e realiza o roscamento no furo. Para as
indústrias que produzem em série, isso apresenta alguns problemas relacionados com a
produção, pois a troca de ferramentas provoca um tempo ocioso e prejudica o ciclo de
produção. Além da perda de tempo com a troca da ferramenta de trabalho, perde-se tempo,
também, ajustando os parâmetros das ferramentas que em cada uma é diferente. Uma solução
para resolver esse problema é a utilização de uma ferramenta chamada fresa de roscar.
25
Podemos considerar que este processo utiliza uma única ferramenta que funciona ao
mesmo tempo como broca e fresa que atuam em seqüência. A Figura 17 apresenta a
cinemática do processo, onde na letra (a) observa-se a descida da ferramenta realizando o furo
e atuando com uma broca, em seguida, letras (b) e (c) ocorre um deslocamento lateral com
movimento de rotação e de translação gerando um processo de fresamento de rosca. Na etapa
final, letra (d) ocorre o retorno da ferramenta para o centro do furo e seu posicionamento na
condição inicial.
Esse processo é uma variação do processo de fresamento convencional direcionado para
a produção de roscas. O fresamento de roscas tem a versatilidade de produzir roscas com
diâmetros variados empregando-se a mesma ferramenta, desde que seja padronizado o mesmo
passo da rosca para os diferentes diâmetros. Portanto, o processo de fresamento de roscas se
aplica quando for necessário produzir roscas que tenham um diâmetro maior que o da
ferramenta utilizada ou para a produção de roscas externas (Araújo et al., 2004).
Figura 17. Detalhe da cinemática do processo de fresamento de roscas (Araujo et al.,
2004).
A qualidade superficial do produto se deve essencialmente às condições da ferramenta
e, por isso, o monitoramento da vida da ferramenta é extremamente importante. Sales et al.
(2008) investigaram o processo de avaliação de evolução da usinagem de roscas, estudando os
parâmetros de alinhamento e a estabilidade. Avaliaram o perfil de roscas usinadas segundo a
26
qualidade, a tolerância dimensional e a otimização da usinagem, baseando-se na quantidade
de roscas usinadas.
Sales et al. (2008), empregaram uma ferramenta híbrida que produz em uma mesma
operação o furo inicial e em seguida o processo de fresamento de roscas. Neste trabalho foi
verificado que em ligas de alumínio e empregando a técnica ODS (Operating Deflection
Shapes) e FEM (Finite Element Methodology) o processo mostrou bons resultados com a
ferramenta híbrida. Foram conseguidos o roscamento e a furação de 30.000 peças sem chegar
ao limite da vida da ferramenta e sem falhas catastróficas.
Deste trabalho pôde-se concluir que, sendo os processos de usinagem, furação e
roscamento tão importantes para a indústria, o aprimoramento desses processos se faz
necessário. O uso desse método alcança sucesso através da combinação máquina, material de
trabalho e ferramenta. Mudanças na geometria da ferramenta, material de trabalho ou
máquina ferramenta podem afetar muito o sistema.
2.4.2. Roscamento pelo processo de conformação
A substituição, em alguns casos, do tradicional processo de usinagem de roscas com
machos máquina pela laminação de roscas pode ser justificada por apresentar uma grande
vantagem que é a não geração de cavacos, evitando assim perda de tempo com a limpeza da
região roscada, que tem como objetivo evitar a interferência de cavacos na montagem de
componentes. Além disso, a não geração de cavacos no processo de roscamento por
laminação coloca este processo em vantagem ao tradicional quando são considerados aspectos
ambientais, pois não existe o descarte de refugos na forma de cavacos no meio ambiente.
Entretanto, o processo de laminação de roscas tem uma desvantagem que é o aumento
significativo na potência da máquina quando comparado com a usinagem de roscas. O
processo de laminação pode ser feito a frio e a quente. A escolha do tipo depende de como se
quer produzir e a escolha de qual temperatura utilizar deve ser criteriosa, pois cada material
tem um ponto de fusão, então se deve ter cuidado ao utilizar a conformação a quente. No
trabalho a frio tem-se o efeito de encruamento do metal que é ocasionado pela interação das
discordâncias entre si e com outras barreiras, como contornos de grãos, impedindo o
movimento através da rede cristalina. No trabalho a quente a energia requerida para deformar
27
o metal é menor, pois o escoamento plástico é maior. O trabalho a quente é a etapa inicial na
conformação mecânica da maioria dos metais e ligas.
Segundo Batalha (2003) as vantagens obtidas com a laminação de roscas são: alta
precisão e produtividade, superfície lisa e uniforme, aumento da resistência do flanco da
rosca, aumento da resistência à fadiga, redução da sensibilidade ao entalhe e economia de
material, uma vez que as dimensões iniciais são menores que as dimensões desejadas para o
diâmetro externo da rosca.
Na laminação de roscas temos tanto a produção de roscas internas quanto a de roscas
externas, sendo que a de roscas externas apresenta uma utilização bem maior que a de roscas
internas. Nos itens subsequentes maiores detalhes serão explanados a respeito dos dois
processos, sendo que foi dada uma atenção maior à laminação de roscas internas, que é o
objeto desse estudo.
2.4.2.1. Roscamento externo
Nesse processo de conformação ocorre uma laminação entre rolos ou entre placas
planas formando o perfil da rosca externa. Esta é a maior aplicação para a produção de
parafusos comercialmente encontrados em lojas de ferragens. A seguir se destacam três tipos
de produção de roscas externas, onde podemos observar que a produção nos três tipos é
bastante dinâmica, possibilitando uma alta produtividade.
Laminação com ferramenta de encosto - A Figura 18 mostra que nesse caso são
empregados dois encostos (cossinetes ou tarrachas), um dos quais fixo, enquanto o
outro tem um movimento linear paralelo.
28
Figura 18. Laminação de roscas com encosto plano (adaptado de Batalha, 2003).
Laminação em gravação única - A peça neste caso é posicionada entre dois cilindros
com a gravação dos filetes de rosca, os quais giram em mesma velocidade e direção de
rotação. Um dos cilindros de laminação está fixo em um mancal, enquanto o outro
pode se mover radialmente contra o primeiro. A peça apóia-se em uma régua ou está
posicionada entre duas pontas. A Figura 19 ilustra esse processo de produção de roscas
externas laminadas.
Figura 19. Laminação de roscas em gravação única (adaptado de Batalha, 2003).
Laminação de roscas com cilindro e segmento de roscamento - Neste processo se
comprime o material entre até três elementos de roscamento fixos e reguláveis com
uma zona de saída com raio de curvatura determinando um segmento de roscamento o
qual gira e guia a peça contra o cilindro de laminação de rosca. Devido à alta
produtividade desse processo, ele é indicado para a fabricação de grandes lotes de
peças. A Figura 20 ilustra esse processo de produção.
29
Figura 20. Laminação de roscas com um cilindro de roscamento e um segmento de apoio
(adaptado de Batalha, 2003).
2.4.2.2. Roscamento interno
Nas últimas duas décadas, machos foram desenvolvidos para também produzirem
roscas internas por laminação. A laminação de roscas tem sido estudada nas empresas e
universidades estrangeiras com o objetivo de aumentar o domínio e conhecimento deste
processo. No Brasil, pesquisas nesta área ainda são mínimas, com trabalhos escassos e de
investigações modestas. Nas empresas brasileiras este processo é praticamente desconhecido
até o momento.
Embora o uso da conformação de roscas internas tenha um crescimento moderado nas
indústrias, comparado com o tradicional roscamento com geração de cavacos e com o
roscamento externo por conformação, estudos e trabalhos sobre o assunto são ainda
necessários e de grande importância. Estudar este processo sob a ótica do seu
desenvolvimento é de extrema importância no intuito de encontrar as melhores condições para
o seu desempenho. Podemos considerar que estas condições dizem respeito à ferramenta,
considerando sua geometria e cobertura e aos possíveis materiais onde possa ser aplicado o
processo. Além disso, as condições para a realização de um processo otimizado é importante
para que o roscamento por conformação possa ter mais aplicação nos processos industriais.
No processo de roscamento interno, cada dente do macho funciona como uma
ferramenta trabalhando individualmente assim que entra no furo a ser roscado. Entretanto, no
roscamento por conformação o macho laminador gera a deformação do material e ocorre à
frente dos dentes da ferramenta. Assim, o material deformado vai sendo acumulado entre as
faces dos dentes, do lado das estrias do macho laminador. É esse material que vai formando a
30
rosca à medida que os outros dentes vão deformando mais o material e acumulando-o entre as
faces dos dentes, até que o último dente da parte cônica do macho trabalhe o material e este
assume a forma da crista final do filete.
Durante o processo de roscamento ocorrem dois fenômenos simultâneos; uma parte do
material, interna ao filete de rosca, tenta retornar à sua condição inicial devido ao regime
elástico durante a deformação e outra parcela do material, mais externa, encrua, gerando um
aumento da força de deformação durante o trabalho. Segundo Chowdhary et al. (2009), outros
fatores que interferem na força do processo são a velocidade de deformação e a profundidade
que a mesma atinge. Os autores observaram também que alterações no ângulo de entrada da
ferramenta afetam pouco a força axial final e tem grande influência na vida da ferramenta.
Fromentin et al. (2007) têm estudado o processo de roscamento por conformação com o
objetivo de conhecer as variáveis influentes neste processo, como a precisão e integridade
superficial de roscas produzidas por conformação. Os autores analisaram a deformação
plástica do material e as altas tensões de deformação geradas durante o processo. As
conclusões demonstram que o processo de roscamento por conformação é uma boa alternativa
em comparação ao processo de roscamento com geração de cavaco. Porém, pode-se confirmar
que apenas os materiais mais dúcteis apresentam boa vocação para a fabricação de roscas
laminadas.
A conformação de roscas produz perfis com textura superficial melhor que o processo
de roscamento com geração de cavacos, tanto para roscamento interno como para roscamento
externo (Ivanov & Kirov, 1996). Aumentando-se a velocidade de deformação, a qualidade do
perfil de rosca melhora proporcionalmente em ambos os processos com melhoria muito mais
significativa no processo por conformação (Agapiou, 1994). Além disso, a estrutura
metalográfica do material deve ser considerada após a conformação do perfil finalizado. A
Figura 21 mostra a diferença básica entre um perfil de rosca utilizando o processo de
usinagem (Figura 21 a) e o processo de conformação (Figura 21 b). Pode-se notar a diferença
básica dos dois perfis onde na rosca usinada temos um perfil completo e na rosca conformada
temos um perfil incompleto na parte superior denominada crista da rosca.
31
(a) (b)
Figura 21. Diferenças entre os perfis de roscas usinadas e conformadas (Emuge, 2010)
De acordo com Agapiou (1994), uma importante diferença entre os processos de
usinagem e conformação de roscas internas é que na usinagem o menor diâmetro da rosca
coincide geralmente com o pré-furo e na conformação o diâmetro inicial do furo não
corresponde ao menor diâmetro da rosca. O processo de roscamento interno em furos
passantes se dá em três etapas distintas: deformação, repouso no fim do furo e retorno.
Segundo Zhang et al. (2002) deve-se preocupar com a qualidade e cuidado com a fabricação
de componentes e ferramentas de roscamento que cresce em complexidade conforme se
diminui o diâmetro da rosca e se aumenta a profundidade do furo. Segundo o autor a grande
dificuldade atual é produzir roscas internas abaixo da métrica M6 em furos profundos.
Segundo TAPMATIC (2010), na conformação de roscas, o macho não tem nenhuma
aresta de corte e o perfil desejado se alcança pelo deslocamento do material. Como não há
formação de cavaco, também não há o problema da remoção de cavaco e a superfície que se
produz é polida. Para alguns materiais pode-se usar velocidade de rotação maior que no
processo de usinagem. Dependendo do material conformado o torque pode aumentar em até
50%. O roscamento por conformação a frio é indicado para materiais mais dúcteis.
A conformação de roscas internas em materiais dúcteis resulta em melhor controle do
tamanho e roscas mais resistentes, enquanto aumenta a vida da ferramenta e a produtividade.
Pode ser bem utilizado em metais leves, ligas metálicas leves, bem como em aços ou
32
materiais que tenham resistência à tração de 1200N/mm2. Geralmente são materiais que
produzem cavacos contínuos quando são realizadas operações de roscamento com geração de
cavaco os mais indicados para a conformação. A conformação de roscas internas pode ser
utilizada tanto para furos passantes quanto para furos cegos, mas é especialmente indicada
para furos cegos por não produzir cavaco (Destefani, 2004).
Segundo Fromentin et al. (2005) há um crescente interesse industrial na conformação de
metais, em particular pela indústria automotiva, devido às vantagens inerentes ao processo,
como grande número de furos roscados durante a vida da ferramenta com a mínima
quantidade de lubrificante, melhor confiabilidade e melhor limpeza. Sendo que esse processo
de conformação está disponível para ligas dúcteis e metais não ferrosos, bem como para aços
endurecidos. O perfil da rosca conformada apresenta um perfil incompleto na crista no filete,
na verdade um rasgo que terá influências do tamanho do furo inicial. Quanto menor o furo,
menor será esse rasgo. A Figura 22 apresenta a geometria deste rasgo.
Figura 22. Detalhe da geometria do perfil de rosca laminada (Lauro et al., 2010).
Este perfil incompleto de crista ocorre devido à alta pressão necessária para realizar a
conformação. O aumento do rasgo de crista diminui a resistência da rosca quando submetida a
esforços na montagem e pode reduzir a área de contato com a ferramenta durante a fabricação
do filete de rosca. Além disso, o rasgo de crista pode atrapalhar uma boa junção na montagem
das peças levando a falhas. Reduzindo esse rasgo, pode aumentar muito a qualidade da rosca
conformada. O trabalho de Warrington (2006) consistiu de uma simulação através do Método
de Elementos Finitos, constatando-se que os principais fatores que influenciam o rasgo são:
tipo de ferramenta (monocortante ou com múltiplos dentes), diâmetro do furo e o ângulo de
entrada da ferramenta. Paralelamente, o tipo de material não influencia consideravelmente no
33
rasgo, enquanto o lubrificante aparece novamente como fator importante, e sua escolha deve
ser bem caracterizada em função do material a ser roscado (Warrington et al., 2006).
A formação desse rasgo proporciona esse perfil incompleto, sendo uma grande
desvantagem da rosca interna conformada, visto que, em outros aspectos a conformação é
bem mais vantajosa. Ainda segundo Warrington et al. (2005) na conformação, cada dente age
individualmente, mas como mostra a Figura 23 abaixo, o perfil de rosca é formado pela
sucessão de trabalho dos dentes da ferramenta à medida que a ferramenta aprofunda-se mais
pelo furo. A figura mostra também a formação do rasgo de crista no filete.
Figura 23. Secção transversal de uma linha dos dentes do macho mostrando a formação
da trinca da crista (Adaptado de Chowdhary, 2003).
Fromentin et al. (2005) realizaram um estudo com o roscamento interno obtido por
conformação, em função de dois parâmetros do processo: o fluido lubrificante e o sistema de
fixação. Diferentes propriedades foram analisadas, como: precisão geométrica, aspectos
metalúrgicos e propriedades mecânicas. Além disso, foi realizada também uma comparação
com o roscamento por usinagem. Os experimentos realizados foram roscas internas em aços e
os resultados foram observados e comparados com roscas usinadas. A maior propriedade de
roscas conformadas, no caso de aços, é devido ao alto encruamento resultante do fluxo
plástico na severa condição de atrito na interface com a ferramenta.
Além disso, os autores observaram que o efeito do lubrificante no roscamento é um
preponderante parâmetro operacional. Verificou-se que o lubrificante influencia
consideravelmente para aumentar a dureza e a espessura da camada deformada e evita danos à
ferramenta ao diminuir o desgaste. Contudo, o encruamento é responsável por aumento da
resistência sob força estática em roscas conformadas, comparada com aquela obtida por
34
usinagem. Tensões residuais são compressivas na camada deformada devido à predominância
de suas origens mecânicas, que poderiam aumentar a resistência à fadiga.
A segunda característica dominante de roscas conformadas é a qualidade da superfície
dos filetes de rosca, que é melhor se comparada com aquela obtida por usinagem. Diante
disso, o roscamento por conformação poderia ser uma alternativa interessante à usinagem de
roscas Fromentin et al. (2005).
Na conformação de roscas internas o material sofre compressão e os grãos são
direcionados no sentido do fluxo de deformação, ao invés de serem cortados, então a força no
flanco e na raiz do filete é aumentada. Para verificar se um material é adequado para ser usado
em roscamento por conformação, é possível submetê-lo ao processo de furação verificando a
formação do tipo de cavaco; sendo um cavaco contínuo, o material exibe propriedades
elásticas ideais para ser usado nesse processo de conformação, pois se pode caracterizá-lo
como um material dúctil. Hoje existem machos para conformar com ou sem cobertura e a
indicação para um bom resultado é o uso de óleo lubrificante ou emulsão refrigerante. Em
algumas aplicações, pode-se usar, também, o sistema de mínima quantidade de lubrificação.
Segundo Agapiou (1994) o roscamento por conformação e a altas velocidades resulta
em um torque maior que o gerado pelo processo de roscamento com usinagem e geração de
cavacos. Observou também que a geometria das ferramentas pode influenciar na resistência
da rosca tanto em processos de usinagem quanto de conformação. A resistência ao
cisalhamento é inferior em roscas conformadas do que em roscas usinadas, mas a velocidade
não afeta significativamente nessa resistência ao cisalhamento. A não produção de cavacos
pode ser uma vantagem do roscamento por conformação quando se trabalha com altas
velocidades, pois não será necessária a preocupação com remoção de cavacos, mas é preciso
atenção ao lubrificante devido ao elevado atrito e altas temperaturas.
O processo de conformação de roscas vem crescendo na indústria e, por isso, ainda
existem poucos estudos sobre o assunto. Segundo Fromentim et al. (2010) o crescente uso se
deve a aspectos econômicos, quando se compara com a usinagem de roscas. Isso se deve à
maior vida da ferramenta, maior confiabilidade e maior facilidade de limpeza, pois não há
cavacos. O processo vem crescendo especialmente na indústria automotiva e por sua vez,
mais estudos na área se tornam imprescindíveis, visto que o torque requerido na conformação
é maior.
35
Outro fator que dificulta o crescimento dessa técnica é a complicada geometria do
macho laminador que tem lobos e não arestas cortantes para conferir a forma desejada ao
material. O trabalho deve ser feito em materiais dúcteis ou também, ligas não ferrosas. A
conformação de roscas em aços endurecidos também é possível, mas não é indicado sob o
ponto de vista econômico de vida da ferramenta. Ainda segundo Fromentim et al. (2010) o
atrito entre a peça e a ferramenta deve ser cuidadosamente analisado para se ter um fluido
mais indicado para lubrificante. O atrito entre peça e ferramenta é o que faz aumentar o
torque.
A Figura 24 mostra a variação do torque em função do tempo baseado no trabalho
realizado por Fromentin et al. (2010), onde podemos notar que o torque cresce muito durante
a entrada da ferramenta na peça (pontos de T1 a T2) referente à parte cônica da ferramenta.
Em seguida, entre os pontos de T2 a T3 observa-se um aumento ao terminar a fase de T3
gerando o primeiro filete de rosca está completamente formado. De T3 a T4 a ferramenta já
fez toda a rosca no furo e o torque se mantém constante. A partir de T4 a ferramenta irá fazer
o movimento de saída da peça e o torque irá diminuir. Neste ponto ocorrerá a parada da
ferramenta com sua eventual reversão e neste caso o valor do torque será o inverso do
necessário para a produção da rosca. Além disso, no movimento de retorno da ferramenta
ocorre apenas o atrito da ferramenta nos filetes de rosca ocorrendo em grande maioria apenas
torque por atrito, pois todo o perfil de rosca já foi produzido.
Figura 24. Evolução do torque durante o roscamento por laminação (Adaptado de
Fromentin et. al, 2010).
36
O uso do lubrificante adequado é importante também para o controle da temperatura.
Aumento de atrito provoca aumento de temperatura. Altas temperaturas podem ocasionar
perdas de propriedades mecânicas tanto da peça quanto da ferramenta, além de diminuir a
vida útil da ferramenta. Pode também queimar o óleo do lubrificante, caso este não seja
adequado ao processo.
Outro problema da conformação de roscas, no caso a frio, é o encruamento que pode
prejudicar muito a peça. O uso de um lubrificante inadequado pode elevar esse encruamento.
Então, o uso de um lubrificante adequado é imprescindível para a qualidade da rosca
conformada. Ele tem o poder de diminuir o atrito e, consequentemente, diminui o torque
durante todo o processo (FROMENTIM et al., 2010). O encruamento ainda influencia no
rasgo de crista característico de rosca conformada. A eficiência do óleo lubrificante depende
mais dos aditivos contidos nele do que da viscosidade.
As forças envolvidas durante a conformação de roscas internas sofrem influências da
deformação do material pela ferramenta e da recuperação elástica do material
(CHOWDHARY et al., 2009). Segundo Ivanov e Kirov(1996) quando se pretende produzir
roscas internas de pequeno diâmetro o processo mais indicado é o de conformação, onde a
vida da ferramenta se mostra muito maior, especialmente com a conformação de roscas
internas em materiais não ferrosos e outras ligas do que em aços carbono.
Com a deformação do material durante o processo de laminação da rosca, devem ser
analisadas as características metalográficas do material, com objetivo de avaliar os aspectos
metalúrgicos e as falhas que podem surgir com o aquecimento da peça ou da região encruada.
Frometin et al. (2002) & Henderer et al. (1974) fizeram a análise destas variáveis e
concluíram que o endurecimento provocado pela conformação durante o processo de
roscamento foi benéfico aumentando a dureza da região do perfil da rosca. Entretanto, nesses
trabalhos os autores não analisaram a resistência da rosca considerando sua tração e
deformação do perfil roscado no sentido axial, condição na qual peças roscadas estão
submetidas com mais frequência na montagem de componentes industriais.
Além disso, o torque máximo definido para o processo de roscamento por conformação
é maior que o torque na geração de cavacos. Estudos mostram que máquinas que realizam
roscamentos por conformação necessitam de 15 a 25% a mais de energia disponível para a
confecção da rosca (HAYAMA, 1972; CHOWDHARY et al. 2003). Neste trabalho os autores
37
desenvolveram um modelo, usando o método de energia mínima e deformação plástica parcial
na parede de furos cilíndricos para preverem o torque máximo durante os experimentos. Este
trabalho demonstrou que o fator limitante para a aplicação industrial está diretamente ligado a
potência que a máquina necessita para produzir o perfil roscado.
Frometin et al. (2002) também empregaram um método de medição do torque máximo
na medição de torque no roscamento de ligas de aço. Estes trabalhos não demonstraram o
valor do torque máximo em função de um furo inicial básico, sendo que não se fez a variação
do diâmetro inicial do furo relacionada com o torque e com a resistência da rosca. Dessa
forma, parte-se de um furo inicial padrão baseado nas informações do fabricante da
ferramenta, ou seja, o mesmo furo inicial é empregado para materiais ferrosos e não ferrosos
desconsiderando as variáveis como torque e preenchimento do perfil da rosca.
Assim, mais pesquisas experimentais com o objetivo de conhecer a influência das
variáveis durante a laminação de roscas necessitam ser realizadas. Utilizando-se a
flexibilidade das máquinas ferramentas pode-se gerar mais uma variante no processo de
roscamento por laminação onde o processo tornar-se-á mais flexível com um consumo menor
de potência da máquina ferramenta. Dessa forma, o processo de laminação de roscas poderá
se tornar mais atraente, principalmente, se os tempos de produção forem idênticos ou menores
que os tempos do tradicional processo de usinagem de roscas, pois a não geração de cavacos
já torna o processo de laminação bastante atraente para o setor produtivo.
38
39
CAPÍTULO 3
3. MATERIAIS E MÉTODOS
Os fatores experimentais escolhidos foram: a velocidade de deformação, o diâmetro
inicial do furo e o tipo de ferramenta utilizado. As variáveis de resposta escolhidas foram a
força axial, o torque e a taxa de preenchimento. O material de trabalho foi a liga fundida sob
pressão e denominada AM60.
Segundo Wang e Fan (2004) as ligas de magnésio combinam as propriedades físico-
mecânicas de baixa densidade e alta ductilidade, permitindo uma fácil conformabilidade, o
que a torna atrativa para a engenharia no sentido de reduzir o peso dos produtos produzidos. A
liga AM60 é uma liga de Magnésio-Alumínio, com 6% de Alumínio em média e mais alguns
elementos de liga, como Manganês, Silício e Zinco. O Silício é um elemento usado para
conferir fluidez à liga e, por isso, essa liga se torna interessante para a conformação de roscas,
pois isso confere à liga uma maior ductilidade.
A Tabela 1 apresenta a composição química da liga AM60 empregada nos
experimentos. As análises químicas foram feitas através de espectroscopia Equipamentos de
Emissão Ótica (EO) e de Plasma (ICP). Observa-se na Tabela 1 que a liga fornecida pela
empresa TRW Sistemas de Direção apresentavam composição química fora da normalização
padrão. Entretanto, por se tratar de uma liga usada para a fabricação de volantes de direção,
independente das amostras estarem fora de especificação, o processo foi estudado com a liga
considerando a sua aplicação no setor automotivo. Os elementos fora da especificação na liga
são Alumínio, Cobre e Berílio.
Tabela 1. Composição química da Liga AM60 utilizada nos experimentos.
Composição
Al
[%]
Zn
[%]
Mn
[%]
Cu
[%]
Si
[%]
Fe
[%]
Ni
[%]
Be
[%]
Equipamento Padrão 5,6
-
6,4
0,20
Máx
0,26
-
0,50
0,008
Máx
0,08
Máx
0,004
Máx.
0,001
Máx.
0,0005
-
0,0030
E.O Amostra 3,4 0,11 0,37 0,010 0,04 0,003 0,001 0,0002
ICP Amostra 3,2 0,12 0,32 0,011 0,04 0,003 0,001 0,0002
40
Para a realização dos experimentos foram produzidos 12 corpos de prova com 69
milímetros de diâmetro e 30 milímetros de altura, de acordo com o desenho apresentado na
Figura 25. Foram realizados furos passantes nos corpos de prova com diâmetros variados
conforme a Tabela 3, sendo que foram roscados 15 mm de comprimento, que corresponde a
1,5 o passo do macho e a métrica M10, segundo orientações do fabricante (EMUGE, 2010).
Figura 25. Detalhe da geometria do corpo de prova
Em todos os corpos de prova foram realizados testes de dureza, com a finalidade de
verificar a homogeneidade do material utilizado. Foram medidas dureza em três pontos de
cada corpo de prova, sendo que a carga utilizada foi de 62,5 (kg) e a esfera de diâmetro de 2,5
milímetros utilizando-se um durômetro marca WPM modelo HP 250. A variação da dureza
média dos corpos de prova variou entre 65 HB e 73,6 HB; indicando que o material é
homogêneo, permitindo a comparação dos resultados.
As ferramentas utilizadas foram machos laminadores, especialmente desenvolvidos para
laminação de roscas em materiais não ferrosos, para roscas M10 com passo 1,5 mm com
cobertura de TiN e sem cobertura da marca Emuge e tipo M10 6HX Druck-S, conforme a
Figura 26.
41
Figura 26. Detalhe construtivo dos machos laminadores sem cobertura (Emuge, 2010)
Segundo catálogo da empresa Emuge-Franken (2010) as ferramentas utilizadas
seguem as seguintes normas de fabricação: DIN 2174 para machos máquina de laminação e
DIN 13 para rosca ISO métrica regular. A Tabela 2 mostra as especificações geométricas dos
machos laminadores utilizados.
Tabela 2. Geometria dos machos laminadores no catálogo (Emuge, 2010)
d1
[mm]
Passo
[mm]
l1
[mm]
l2
[mm]
l3
[mm]
d2
[mm]
Quadrado
da haste
[mm]
9,35 1,5 100 16 39 10 8
A Figura 27 traz em destaque o corte transversal onde se pode observar a forma
poligonal dos machos, sendo que o macho com cobertura de TiN tem ranhuras para
lubrificação e o sem cobertura não apresenta essas ranhuras. Outro detalhe construtivo do
macho laminador se refere à redução de guia para os machos de laminação e, segundo
catálogo Emuge-Franken (2010), essa geometria tem um comprimento de redução de guia de
2 a 5,5 fios e menor que 2 fios, conforme pode ser observado na Figura 28. Nesse trabalho
foram utilizados machos laminadores da Forma C com redução de guia de 3,5 fios.
42
Figura 27. Geometria da secção das ferramentas, a esquerda a ferramenta sem
cobertura e a direita, com cobertura de TiN (Emuge, 2010)
O objetivo do comprimento de redução de guia é facilitar o alinhamento do macho
laminador no pré-furo sem que ocorra influência dos erros de batimento da ferramenta. Dessa
forma, quanto mais perfeito o alinhamento do macho, mais centrado será o perfil de rosca
produzido em relação ao pré-furo.
Figura 28. Geometria da entrada dos machos laminadores (Emuge, 2010)
O padrão de rosca regular M10 x 1,5 6HX se refere às seguintes especificações
EMUGE-FRANKEN (2010):
M 10 x1,5 6H X
Especificação do tipo de rosca para uma rosca (M = métrica ISO)
Tamanho de rosca (diâmetro x passo)
Zona de tolerância do diâmetro de passo
Zona de tolerância do diâmetro inferior
43
Os experimentos foram realizados em um centro de usinagem Discovery 560 da
empresa ROMI, mostrado na Figura 29, alocado no Laboratório de Fabricação da UFSJ.
Durante os experimentos foram monitorados os valores de Força axial Fz (em N) e Torque
Mz (em N.m) utilizando-se um dinamômetro marca Kistler modelo 9272, mostrado na Figura
30, com uma taxa de aquisição de 50 Hz acoplado a um computador Intel Pentium Dual Core
E2200 – 2.2GHz.
Figura 29. Centro de Usinagem Discovery 560
Figura 30. Dinamômetro Kistler 9272 (Kistler, 2010)
Com o objetivo de otimizar os experimentos e miminizar o tempo da realização dos
testes, foram roscados 9 furos em cada corpo de prova. A fixação utilizada dos corpos de
prova no dinamômetro foi feita de modo a evitar interferências de fixação entre dispositivos
intermediários. Dessa forma, os corpos de prova foram fixados diretamente sobre o
44
dinamômetro conforme pode ser observado na Figura 31. De acordo com a Kistler (2010),
fabricante do dinamômetro, a distância máxima para a realização de experimentos de furação
para avaliação de torque em processos de roscamento e furação é 20 mm de raio considerando
a linha de centro do dinamômetro. Portanto, a distribuição de 9 furos no corpo de prova
permitiu alcançar uma distância inferior ao valor recomendado pelo fabricante.
Figura 31. Montagem do corpo de prova no dinamômetro
Para medir a taxa de preenchimento de rosca, foi utilizado um microscópio da marca
Mitutoyo modelo TM-510 acoplado a um computador contendo o software Moticam Solution
MLC-150C. A Figura 32 traz uma imagem do microscópio utilizado. Para isto, foi necessário
usar uma ferramenta disponível no software Moticam que permite contornar o perfil da rosca
com uma linha contínua e fechá-la calculando-se diretamente a área do perfil de rosca
preenchida de acordo com ampliação da lente. Esta área calculada foi usada para definir a
taxa de preenchimento do perfil de rosca quando comparada com o perfil padronizado.
45
Figura 32. Microscópio Mitutoyo TM -500 Series
Para análise micrográfica foi utilizado o Microscópio Eletrônico de Varredura da
marca HITACHI e modelo TM3000 e o microscópio da marca Olympus e modelo BX51,
conforme Figura 33 e Figura 34, respectivamente.
Figura 33. MEV Hitachi TM - 3000 Series
46
Figura 34. Microscópio Olympus BX51
Os catálogos do fornecedor do ferramental não apresentavam informações específicas
em relação à velocidade de deformação ideal para esta liga. Testes preliminares foram
realizados seguindo recomendações do trabalho realizado por Lauro et al. (2010), os quais
investigaram o processo de roscamento por conformação em uma liga de alumínio
aeronáutico 7055.
Inicialmente foram realizados pré-testes para definir os níveis de trabalho verificando
os limites da velocidade de deformação. Nestes testes, observou-se que a velocidade de
deformação de 120 m/min tornou-se o ponto extremo superior do processo e não foi possível
produzir roscas com esta velocidade, pois em todos os trabalhos houve travamento do macho
laminador no final da rosca antes do seu retorno.
A velocidade de deformação de 80m/min foi escolhida como padrão, com variação de
± 20m/min, obtendo os níveis de 60m/min e 100m/min.
47
Considerando a variável de entrada tipo de ferramenta as especificações dos 2 machos
utilizados foram as empregadas conforme descrição anterior.
Em relação ao diâmetro inicial do furo os três níveis foram escolhidos da seguinte
forma: o fornecedor da ferramenta indicou para a rosca M10 o diâmetro de pré-furo mínimo
de 9,28 mm e máximo de 9,37, então foi adotado como referencial o diâmetro de 9,3 mm. A
partir deste valor foi feita uma variação de ± 0,2 mm, chegando aos diâmetros iniciais de
9,1milímetros e 9,5milímetros.
Dessa forma, após a realização dos pré-testes de roscamento os parâmetros dos
experimentos com seus respectivos níveis foram definidos de acordo com a Tabela 3.
Tabela 3. Parâmetros do processo de roscamento e respectivos níveis usados nos
experimentos.
Parâmetros de entrada Nível das variáveis de entrada
- 1 0 + 1
Diâmetro [mm] 9,1 9,3 9,5
Velocidade de deformação
[m/min] 60 80 100
Ferramenta Com cobertura Sem cobertura
Os furos iniciais, conforme a Tabela 3, foram realizados com brocas de aço rápido com
10% de Cobalto, sendo que a tolerância empregada nos furos foi de ± 0,01 mm. O estudo foi
feito tendo por base o Planejamento de Experimentos, que, segundo Montgomery (1997), visa
estudar a influência de um conjunto de variáveis em um processo. Esse estudo se baseia em
critérios estatísticos e científicos. O experimento é utilizado em, praticamente, todos os
campos de conhecimento e define um experimento como um teste ou uma série de testes em
que propositalmente podemos modificar as variáveis de entrada para, depois, observarmos o
quê essas alterações causaram de mudanças nas variáveis de saída.
As opções de estudo que o planejamento experimental nos oferece são bastante amplas,
como por exemplo, ao estudar a influência dos fatores experimentais pode-se sempre
subdividir esse estudo em diversos ramos, como: determinar que variáveis influenciam mais
nos resultados, atribuir valores às variações influentes para otimizar o processo ou para
48
minimizar a variabilidade dos resultados, além de poder minimizar a influência de variáveis
não-controláveis (Button, 2001).
Portanto, foi utilizado o Delineamento Inteiramente Casualizado (DIC). Nesse
delineamento, é necessária a completa homogeneidade das condições ambientais e do material
experimental, sendo os tratamentos distribuídos nas parcelas de forma inteiramente casual
(aleatória). O DIC possui apenas os princípios da casualização e da repetição, não possuindo
controle local e, portanto, as repetições não são organizadas em blocos. Tem a vantagem de
possuir grande flexibilidade quanto ao número de tratamentos e repetições, sendo dependente,
entretanto, da quantidade de material e da área experimental disponíveis. Dessa forma, o tipo
de planejamento indicado quando vários fatores devem ser estudados em dois ou mais níveis e
as interações entre os fatores podem ser importantes é o Fatorial, logo, esse foi o utilizado.
Neste trabalho, de acordo com os objetivos, foi utilizado o modelo de planejamento de
experimentos com 3 fatores, as variáveis de entrada, que foram:
Tipo de ferramenta (com 2 níveis): com cobertura de TiN e sem cobertura,
Velocidade (com 3 níveis): 60m/min, 80m/min e 100m/min;
Diâmetro inicial do furo (com 3 níveis): 9,1mm, 9,3mm e 9,5mm.
As variáveis de resposta escolhidas para análise foram as seguintes:
Taxa de preenchimento do perfil da rosca;
Torque máximo;
Força axial máxima.
O modelo estatístico linear é dado por:
ijkl = µ + i + j + k + ( )ij + ( )ik + ( )jk + ( )ijk + ijkl (1)
Sendo: i = 1,2(níveis do tipo de ferramenta), j = 1, 2, 3(níveis da velocidade), k = 1, 2, 3
(níveis do diâmetro inicial do furo), l = 1, 2(número de réplicas). ijkl é a variável resposta
(nesse caso serão 3, pois temos as respostas força axial, torque e taxa de preenchimento), µ é
a média global das respostas de todos os tratamentos, i representa o efeito do fator Tipo de
ferramenta, j representa o efeito do fator Velocidade, k representa o efeito do fator Diâmetro
inicial do furo, ( )ij representa o efeito da interação entre i e j, ( )ik é o efeito da
interação entre i e k, ( )jk é o efeito da interação entre j e k, ( )ijk é o efeito da
interação entre i, j e k, e ijkl é o componente do erro aleatório.
49
Os fatores mantidos constantes nesse experimento foram: temperatura ambiente, tipo de
material, velocidade de retorno da ferramenta.
A Tabela 4 exibe os fatores e níveis experimentais investigados neste trabalho,
estabelecendo um planejamento fatorial do tipo 322
1, que fornece 18 combinações
experimentais distintas.
Tabela 4. Condições experimentais, planejamento fatorial completo (322
1).
Condições
Experimentais
Velocidade de
deformação
[m/min]
Diâmetro
[mm]
Tipo de
ferramenta
C1 60 9,1 Com
C2 60 9,1 Sem
C3 60 9,3 Com
C4 60 9,3 Sem
C5 60 9,5 Com
C6 60 9,5 Sem
C7 80 9,1 Com
C8 80 9,1 Sem
C9 80 9,3 Com
C10 80 9,3 Sem
C11 80 9,5 Com
C12 80 9,5 Sem
C13 100 9,1 Com
C14 100 9,1 Sem
C15 100 9,3 Com
C16 100 9,3 Sem
C17 100 9,5 Com
C18 100 9,5 Sem
Foram fabricados doze corpos de prova com nove furos para que pudessem ser
realizados nove experimentos de roscamento. Assim, teve-se 3 furos para cada condição
experimental. Considerando a adoção de 2 réplicas e 18 condições experimentais, o
experimento consistiu de 108 ensaios. A réplica consiste na repetição da condição
experimental, proporcionando a estimativa do erro experimental de uma resposta individual.
A extensão desse erro é importante na decisão se existem ou não efeitos significativos que
possam atribuir à ação dos fatores (WERKEMA e AGUIAR, 1996). O software estatístico
50
MinitabTM
versão 14 foi utilizado para o tratamento dos dados utilizando a ferramenta de
planejamento de experimentos (DOE - Design of Experiment) e Análise de variância
(ANOVA) e o software livre Sisvar foi utilizado para análise de desdobramentos das
interações.
Os resultados obtidos foram analisados utilizando-se softwares para tratamentos de
dados, sendo estes: MatlabTM
para plotagem dos gráficos de força e torque, MinitabTM
14 para
análise estatística e Sisvar 5 para desdobramento de interações de efeitos percebidos na
análise estatística.
51
CAPÍTULO 4
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1. Comportamento e análise estatística das variáveis Força e Torque
Os gráficos foram plotados com base nos arquivos (*.txt) gerados na saída do software
Dynoware da empresa Kistler; o software Dynoware é um programa que já converte os
valores de volts para Newton no caso da força axial e N.m no caso do torque. Foi empregado
o software MatlabTM
para a leitura destes arquivos com extensão *.txt e geração das análises
gráficas conforme pode ser observado nas figuras abaixo. Após a plotagem dos gráficos foi
observado que os mesmos apresentaram um padrão definido tanto para força axial quanto para
o torque.
Figura 35. Gráfico de Torque versus Tempo
A Figura 35 mostra o gráfico de torque versus tempo para a condição de velocidade de
100m/min, diâmetro inicial do furo de 9,5mm e ferramenta sem cobertura. Observa-se que o
tempo para a fabricação da rosca laminada foi da ordem de 0,6 segundo, sendo este
considerado muito curto, porém está diretamente ligado à velocidade de deformação
empregada durante o experimento. A evolução do torque ocorre proporcionalmente à
conicidade da entrada do macho laminador gerando um comportamento quase linear. Em
seguida o torque fica constante por um determinado período de aproximadamente 0,15
52
segundo que corresponde ao comprimento da ferramenta com formato cilíndrico. Nota-se que
para esta condição, o torque máximo de fabricação da rosca foi de 9,18 N.m.
Na segunda etapa da fabricação da rosca ocorre a reversão do processo com o retorno da
ferramenta, portanto, os valores de torque caem assintoticamente. Para o retorno da
ferramenta foi empregada uma única velocidade da ferramenta de 600 rpm para todos os
experimentos, uma vez que o foco do estudo é a análise do processo apenas durante a geração
da rosca.
Nota-se também pequenas oscilações na produção da rosca, principalmente na parte
inicial do gráfico, possivelmente devido à variação do atrito e dos esforços, além das
características anisotrópicas do material fundido.
Na Figura 36 observa-se o comportamento da força de avanço em função do tempo de
fabricação em um experimento com os seguintes parâmetros na fabricação: velocidade de
60m/min, diâmetro inicial do furo de 9,3mm e a ferramenta com cobertura e nesse caso a
Força Axial máxima foi de 1073,24N.. Similarmente ao gráfico de Torque, a força de avanço
foi proporcional à velocidade de deformação empregada no experimento. O comportamento
da curva na região cônica do macho não foi linear, similar ao gráfico de Torque. A região que
corresponde à parte cilíndrica manteve os valores de Força Axial constante da mesma forma
que ocorreu com o Gráfico de Torque.
53
Figura 36. Gráfico de Força axial versus Tempo (velocidade de 60m/min, diâmetro de
9,3mm e ferramenta com cobertura)
Uma particularidade observada nos gráficos de Força axial, quando comparados com os
gráficos de Torque, foi a magnitude da força de avanço no retorno da ferramenta ser muito
superior à força de fabricação. Este fenômeno foi observado para todos os experimentos
realizados independentemente da velocidade de deformação empregada, com uma variação
mínima. O tempo de retorno foi muito superior ao tempo de produção da rosca devido à
velocidade de retorno ser menor que a velocidade de produção da rosca. Este fenômeno
ocorreu devido à recuperação elástica do material após a fabricação da rosca. O material
deforma e encrua durante a deformação, mas, devido à sua ductibilidade apresenta uma
recuperação elástica quando são retirados os esforços de deformação. Esta recuperação
elástica faz com que o material apresente uma pequena adesão na ferramenta elevando a força
axial no início do retorno da ferramenta, que pode ser observada nos 0,25 segundo,
aproximadamente, após a parada da ferramenta. Em seguida, com o movimento de rotação da
ferramenta, a força axial diminui no tempo de 0,7 segundo com uma pequena inclinação que
corresponde a parte cilíndrica do macho e onde pode ser observada uma pequena oscilação
relacionada com o movimento de retorno da ferramenta. Na parte final do retorno ocorre uma
diminuição de forma mais assintótica correspondendo à saída da parte cônica de dentro da
peça. A Figura 37 exibe o detalhe do processo sendo considerado somente o tempo gasto pela
ferramenta dentro da peça para a confecção da rosca, tendo sido desconsiderado o retorno.
54
Figura 37. Gráfico de detalhe da Força Axial versus Tempo durante o roscamento
Observa-se no gráfico da Figura 37 que a força axial apresenta o mesmo
comportamento para torque, ou seja, a força cresce durante toda a entrada da parte cônica da
ferramenta e durante o trabalho da região cilíndrica se mantém constante. Podemos definir
que o tempo de produção da rosca varia de acordo com a velocidade empregada e acontece
somente na parte cônica do macho. Na parte cilíndrica acontece um ligeiro acabamento do
perfil uma vez que a rosca já está completamente formada.
Para cada experimento foi gerado um gráfico específico para a força axial e torque, que
apresentaram um comportamento similar aos gráficos das Figura 35 e Figura 36 apresentando
apenas variação nos valores máximos e no comportamento nas oscilações observadas no
retorno e na produção da rosca.
4.1.1. Força
Considerando os valores da variável resposta força axial, foi montada a Tabela 5 que
apresenta os resultados da Análise de Variância (ANOVA) para os valores médios, sendo
utilizadas as seguintes abreviações para as variáveis de entrada: VD = velocidade de
deformação, DF = diâmetro inicial do furo e TF = tipo de ferramenta.
55
Tabela 5. Análise de variância (ANOVA) para a variável força
Fonte de
variação
Soma dos
quadrados
Graus de
liberdade
Quadrados
médios
Fcalc P-valor
VD 411301 2 205650 106,02 0,000
DF 2265130 2 1132565 583,86 0,000
TF 4353 1 4353 2,24 0,151
VD * DF 7486 4 1871 0,96 0,451
VD * TF 8597 2 4299 2,22 0,138
DF * TF 21136 2 10568 5,45 0,014
VD * DF * TF 19318 4 4830 2,49 0,080
Residual 34916 18 1940
Total 2772238 35
R2 (ajustado) 98,74%
A Figura 38 exibe os gráficos de probabilidade normal e histograma, respectivamente,
para a variável resposta força. Os pontos distribuídos ao longo da reta atendem as condições
de normalidade exigidas para validação do modelo da ANOVA (WERKEMA e AGUIAR,
1996).
(a)
56
(b)
Figura 38. Gráficos de resíduos para a força axial – normal de probabilidade (a) e
histograma (b).
Os valores de força axial máxima dos roscamentos variaram de 580,57 N a 1541,96 N.
A velocidade, diâmetro inicial do furo e a interação entre diâmetro inicial do furo e tipo de
ferramenta apresentaram efeitos significativos, exibindo P-valores de 0,000, 0,000 e 0,014,
respectivamente, conforme apresentado na Tabela 5.
A Figura 39 exibe o gráfico de efeito principal da velocidade sobre a força axial.
Observou-se uma diminuição da força axial para os roscamentos realizados com 100m/min. A
redução percentual média da força em 20,34% foi observada entre os níveis de velocidade de
deformação 80m/min e 100m/min. Este comportamento pode ser atribuído à teoria da
deformação dos materiais metálicos, ou seja, velocidades mais altas provocam mais
aquecimento nos materiais aumentando a ductibilidade destes e facilitando a sua deformação
plástica.
57
Figura 39. Gráfico de efeito principal da velocidade sobre a força axial.
Baseado no comportamento mecânico dos materiais metálicos sob ensaio de tração,
podemos definir que a taxa ou velocidade de deformação exerce três efeitos principais na
conformação dos materiais; a tensão de escoamento do metal aumenta com a taxa de
deformação, a temperatura do material aumenta devido ao aquecimento adiabático e existe
melhor lubrificação na interface metal/ferramenta, desde que o filme do lubrificante possa ser
mantido (Altan e Gegel, 1983).
Com os testes de roscamento realizados não se pode afirmar com exatidão se o filme
lubrificante influenciou no processo, visto que, baseando-se na relação do diâmetro inicial do
furo com o diâmetro do macho, em alguns casos ocorreram espaçamentos mínimos, os quais
não permitiram penetração do filme lubrificante, principalmente para a ferramenta sem
cobertura empregada nos testes devido ao fato desta não apresentar canais de lubrificação.
Segundo Helman e Cetlin (1983) e Padilha e Siciliano Jr. (2005), na região plástica o
comportamento do material segue a curva de fluxo na equação abaixo:
= .n
(2)
Onde:
= Tensão [MPa];
= coeficiente de resistência do material [MPa];
58
= deformação durante o processo [adm];
n = expoente de encruamento [adm].
Baseado nas tensões e deformações reais, pode-se definir que a maioria dos materiais
metálicos, na temperatura ambiente, a força aumenta devido ao endurecimento. Assim, para
qualquer material, os índices “k” e “n”, na curva de fluxo são influenciados diretamente pela
temperatura e, tanto o coeficiente de resistência dos materiais “k” como o expoente de
encruamento “n” são reduzidos a altas temperaturas. Além disso, a ductibilidade dos materiais
metálicos aumenta com o aumento da temperatura. Assim, para velocidades de deformação
mais altas e considerando que o fluido de corte não consegue efetivamente atuar na região de
deformação do material, como podemos afirmar no caso do processo de roscamento por
conformação, teremos uma condição térmica favorável para a deformação do material quando
altas velocidades de deformação são empregadas.
A Figura 40 exibe o gráfico de efeito principal do fator diâmetro inicial do furo sobre a
força axial. Pode ser observado que o aumento do diâmetro inicial do furo inicial diminui a
força axial necessária entre os 3 níveis. Houve diminuição da força axial de 9,1 mm para 9,3
mm em 21,66% e de 9,3 mm para 9,5 mm em 27,18%. Analisando os efeitos do diâmetro,
pode-se afirmar que furos maiores têm um menor volume de material a ser deformado, não
gerando dessa forma grandes forças durante o processo de conformação.
Figura 40. Gráfico de efeito principal do diâmetro inicial do furo sobre a força axial.
A Figura 41 traz o gráfico de interação do fator diâmetro com o tipo de ferramenta para
a força axial, onde se observa que para o diâmetro inicial do furo de 9,3 mm ocorreu um
59
decréscimo de 5,11% para a força axial, considerando a variação da ferramenta com cobertura
para a ferramenta sem cobertura. Para o diâmetro de 9,5 mm esta diminuição foi de 8,03%
considerando a mesma variação entre as ferramentas. Para o diâmetro de 9,1 mm ocorreu um
crescimento de 3,5% na força axial da ferramenta com cobertura comparando com a
ferramenta sem cobertura.
Figura 41. Gráfico de efeito da interação entre diâmetro inicial do furo e tipo da
ferramenta sobre a força axial.
Pode-se analisar que estas variações para os diâmetros de 9,3 e 9,5 mm estão ligadas
diretamente à geometria das ferramentas e a aplicação do fluido de corte. A ferramenta com
cobertura apresenta 5 sulcos com o objetivo de refrigeração durante o processo. Entretanto,
para estas condições onde o volume de material utilizado nos experimentos foi o valor
recomendado ou abaixo do recomendado pelo fabricante, o projeto da ferramenta não foi
satisfatório, e os sulcos para a refrigeração não permitiram que o fluido de corte tivesse um
papel efetivo durante a deformação do filete de rosca.
Entretanto, para o diâmetro de 9,1 mm observa-se um acréscimo de 3,5 % na força de
deformação para a ferramenta sem cobertura. Nesse caso com o diâmetro de 9,1mm, o volume
de material está acima do recomendado pelo fabricante para a fabricação da rosca. Além
disso, a ferramenta sem cobertura não apresenta sulcos para lubrificação, não permitindo,
dessa forma, que o fluido de corte atuasse como elemento minimizador do atrito na região de
deformação entre a ferramenta e o material.
60
Como a variável diâmetro inicial do furo apresentou efeito principal e interação com o
tipo de ferramenta, foi feito o desdobramento através do teste de Tukey dos três níveis do
diâmetro inicial do furo dentro dos dois tipos de ferramenta, com cobertura e sem cobertura, e
os resultados do teste estão apresentados na Tabela 6.
Tabela 6. Teste de Tukey para o desdobramento dos três níveis de diâmetro inicial do
furo dentro dos dois tipos de ferramenta na força axial
Ferramenta com cobertura
Tratamentos Médias Resultados do teste
9,5 mm 761,1 a1
9,3 mm 1078,97 a2
9,1 mm 1321,53 a3
Ferramenta sem cobertura
Tratamentos Médias Resultados do teste
9,5 mm 699,95 a1
9,3 mm 1027,75 a2
9,1 mm 1367,83 a3
Através deste teste de desdobramento foi revelado que as diferenças entre os níveis do
diâmetro inicial do furo nos dois tipos de ferramentas têm significância, sendo que tanto com
a ferramenta com cobertura e a ferramenta sem cobertura o diâmetro que apresentou menor
força axial foi de 9,5 mm, isso se deve ao fato de que, conforme comentado anteriormente,
com um diâmetro maior os esforços de deformação foram menores, pois há menos material a
ser deformado.
Em seguida, foi feito o teste de Tukey para o desdobramento dos dois tipos de
ferramentas dentro dos três níveis de diâmetro, e os resultados do teste estão apresentados na
Tabela 7.
Tabela 7. Teste de Tukey para o desdobramento dos dois tipos de ferramenta dentro dos
três níveis de diâmetro inicial do furo na força axial
Diâmetro 9,1mm
Tratamentos Médias Resultados do teste
Com cobertura 1321,53 a1
Sem cobertura 1367,83 a1
61
Diâmetro 9,3mm
Tratamentos Médias Resultados do teste
Com cobertura 1078,97 a1
Sem cobertura 1027,75 a1
Diâmetro 9,5mm
Tratamentos Médias Resultado do Teste
Com cobertura 761,1 a1
Sem cobertura 699,95 a2
Através deste teste de desdobramento foi revelado que as diferenças entre os dois tipos
de ferramenta nos três níveis de diâmetro só teve significância para o diâmetro de 9,5mm,
sendo que nesse caso a média de força foi menor na ferramenta sem cobertura.
Observando a Tabela 6 e a Tabela 7 podemos observar que os pares que estão gerando a
significância da interação diâmetro com o tipo de ferramenta na força axial é o diâmetro de
9,5 mm com as ferramentas com e sem cobertura, pois esses pares apresentaram significância
nos dois desdobramentos mostrados acima e foram os pares que geraram os menores valores
de força axial e ainda podemos observar que a força é menor na ferramenta sem cobertura.
De acordo com Nedic e Globocki (2005) as ferramentas com cobertura de TiN
apresentam o maior coeficiente de atrito quando são empregadas na usinagem de materiais
não ferrosos como por exemplo o Magnésio e Alumínio. Portanto, podemos observar que de
acordo com os dados obtidos teremos exatamente o maior coeficiente de atrito para os machos
laminadores utilizados neste experimento com cobertura de TiN, confirmando desta forma as
informações preliminares destes autores.
4.1.2. Torque
A Tabela 8 apresenta os resultados da Análise de Variância (ANOVA) para as médias
analisando a variável torque, onde foram utilizadas as seguintes abreviações para as variáveis
de entrada: VD = velocidade de deformação, DF = diâmetro inicial do furo e TF = tipo de
ferramenta.
Os valores de torque máximo dos roscamentos variaram de 6,9 N.m a 15,39 N.m. O
diâmetro inicial do furo e a interação entre diâmetro inicial do furo e tipo de ferramenta
apresentaram efeitos significativos, exibindo P-valores de 0,000 e 0,005, respectivamente,
62
conforme a Tabela 8. Os demais valores não apresentaram efeitos significativos no torque
máximo obtido.
Tabela 8. Análise de variância (ANOVA) para a variável Torque.
Fonte de
variação
Soma dos
quadrados
Graus de
liberdade
Quadrados
médios Fcalc P-valor
VD 6,91 2 3,46 2,9 0,081
DF 48,25 2 24,13 20,27 0,000
TF 0,55 1 0,55 0,46 0,505
VD * DF 5,57 4 1,39 1,17 0,357
VD * TF 3,09 2 1,55 1,3 0,297
DF * TF 16,94 2 8,47 7,12 0,005
VD * DF * TF 3,14 4 0,78 0,66 0,628
Residual 21,43 18 1,19
Total 105,88 35
R2 (ajustado) 79,76%
A Figura 42 exibe os gráficos de probabilidade normal e histograma, respectivamente,
para a variável resposta torque. Os pontos distribuídos ao longo da reta atendem as condições
de normalidade exigidas para validação do modelo da ANOVA (Werkema e Aguiar, 1996).
Esta normalidade pode ser concluída pelo histograma obtido na Figura 42 (b) onde a
distribuição dos valores se encontra dentro da curva normal.
63
(a)
(b)
Figura 42. Gráficos de resíduos para torque – normal de probabilidade (a) e histograma
(b).
A Figura 43 exibe o gráfico de efeito principal do diâmetro inicial do furo sobre o
torque. O gráfico mostra que o aumento do diâmetro do furo diminui o torque necessário entre
os 3 níveis. A diminuição do torque de 9,1 para 9,3 mm foi de 16,67% e de 9,3 para 9,5 mm
foi de 7,91%. Da mesma forma que aconteceu com a força axial, o volume de material a ser
deformado teve efeito significativo no torque durante o processo. Este efeito foi maior para o
diâmetro de 9,1 mm pelo fato deste valor estar abaixo do recomendado pelo fabricante para a
realização do processo ocasionando valores de torque mais altos. No caso da variação do
64
diâmetro de 9,5 mm esta variação não foi tão significativa, pois os valores de torque estão
abaixo da média e dentro de uma mesma faixa de trabalho.
Considerando o torque como uma variável importante para definir a potência de
máquinas ferramenta, podemos notar que a diminuição do diâmetro para 9,1 milímetros, ou
seja, 0,2 mm abaixo do recomendado pelo fabricante produzem um aumento do esforço de
torque em 16,67%. Se observarmos o oposto, considerando a abertura do furo inicial nos
mesmos 0,2 mm, os valores não mantêm a mesma proporção e a diminuição do torque é de
apenas 7,91%. Portanto, uma avaliação criteriosa da diminuição do diâmetro para garantir um
melhor preenchimento da rosca deve ser analisada, pois os resultados mostram um aumento
de potência de máquina significativo. Na sequência de análise dos resultados obtidos veremos
a influência dos diâmetros na taxa de preenchimento das roscas.
Figura 43. Gráfico de efeito principal do diâmetro inicial do furo sobre o torque.
A Figura 44 exibe o gráfico de interação do fator diâmetro inicial do furo com o tipo de
ferramenta sobre o torque. Observa-se que para o furo 9,1 mm houve um crescimento do
torque de 17,03% da ferramenta com cobertura para a ferramenta sem cobertura. Pode-se
notar que o efeito da diminuição do diâmetro do furo inicial e aplicação de ferramentas sem
cobertura que não apresentam canais de lubrificação, da mesma forma que ocorreu com a
65
força axial, não permitiram a atuação do fluido lubrificante com eficiência para a
minimização do torque durante o processo.
Considerando o furo de 9,3 mm houve um crescimento do torque de 1,65% da
ferramenta com cobertura para a ferramenta sem cobertura demonstrando que da mesma
forma explicada anteriormente para a força axial, as ferramentas com cobertura de TiN
apresentam maior coeficiente de atrito e, desta forma, influenciaram diretamente na variável-
resposta Torque. Sendo o diâmetro de 9,3 mm considerado ideal para o furo inicial com
machos laminadores, de acordo com o fabricante, observa-se que mesmo apresentando canais
de lubrificação, as ferramentas com cobertura não tiveram sua atuação influenciada de forma
efetiva para minimizar o atrito durante o processo.
Para o furo de 9,5 mm houve um decréscimo do torque de 13,67% da ferramenta com
cobertura para a ferramenta sem cobertura. Este valor já era esperado uma vez que o aumento
do furo gerou menos volume de material. Observa-se que da mesma forma que ocorreu na
força axial as tendências se mantiveram com apenas uma pequena variação para o diâmetro de
9,3 milímetros, pois este apresentou um acréscimo pequeno no torque ao contrário da força
axial que teve um pequeno decréscimo. Os demais valores de diâmetro mantiveram a mesma
tendência para força axial e para o torque.
Figura 44. Gráfico de efeito da interação entre diâmetro inicial do furo e tipo da
ferramenta sobre o torque.
66
Como a variável diâmetro inicial do furo apresentou efeito principal e interação com o
tipo de ferramenta, foi feito o desdobramento através do teste de Tukey dos três níveis do
diâmetro inicial do furo dentro dos dois tipos de ferramenta (com cobertura e sem cobertura).
Os resultados do teste podem ser vistos na Tabela 9 abaixo.
Tabela 9. Teste de Tukey para o desdobramento dos três níveis de diâmetro inicial do
furo dentro dos dois tipos de ferramenta no torque
Ferramenta com cobertura
Tratamentos Médias Resultados do teste
9,5mm 10,23 a1
9,3 mm 10,27 a1
9,1 mm 11,31 a1
Ferramenta sem cobertura
Tratamentos Médias Resultados do teste
9,5mm 8,84 a1
9,3 mm 10,44 a1
9,1 mm 13,28 a2
Através deste teste de desdobramento foi revelado que para a ferramenta com cobertura
não há diferenças significativas entre os níveis do diâmetro inicial do furo. Porém, com a
utilização da ferramenta sem cobertura, não há diferença significativa entre os diâmetros de
9,5 e 9,3 mm, sendo estes os que apresentarem menores valores de torque. Entretanto, com o
diâmetro de 9,1 mm a diferença teve significância, e, isso se deve ao fato de que com um
diâmetro menor há mais material a ser deformado e, consequentemente, os esforços de
deformação são maiores.
Em seguida, foi feito o teste de Tukey para o desdobramento dos dois tipos de
ferramentas dentro dos três níveis de diâmetro, e os resultados do teste estão apresentados na
Tabela 10.
67
Tabela 10. Teste de Tukey para o desdobramento dos dois tipos de ferramenta dentro
dos três níveis de diâmetro inicial do furo no torque
Diâmetro 9,1mm
Tratamentos Médias Resultados do teste
Com cobertura 11,32 a1
Sem cobertura 13,28 a2
Diâmetro 9,3mm
Tratamentos Médias Resultados do teste
Com cobertura 10,27 a1
Sem cobertura 10,44 a1
Diâmetro 9,5mm
Tratamentos Médias Resultado do Teste
Com cobertura 10,24 a2
Sem cobertura 8,84 a1
Através deste teste de desdobramento foi revelado que as diferenças entre os dois tipos
de ferramenta nos três níveis de diâmetro só teve significância, para os diâmetros de 9,1mm e
9,5mm, sendo que no de 9,5mm o torque foi maior na ferramenta com cobertura e no de
9,1mm o torque foi maior na ferramenta sem cobertura.
Observando Tabela 9 e a Tabela 10 verifica-se que o par que está gerando a
significância da interação diâmetro com o tipo de ferramenta é o diâmetro de 9,1mm com a
ferramenta sem cobertura, pois esse par apresenta significância nos dois desdobramentos
mostrados acima e é o par que exibiu um torque mais alto.
4.2. Análise estatística da taxa de preenchimento nas roscas produzidas
Foram selecionados alguns desses gráficos para inserção nesse trabalho, onde é possível
observar o comportamento similar de todos eles. A escolha dos gráficos foi feita de forma a
mostrar os extremos das variáveis de entrada.
A Figura 45(a) exibe a micrografia do perfil da crista das roscas com um aumento de 50
vezes, referente à condição de menor diâmetro de 9,1 mm e maior velocidade 100m/min
utilizando-se a ferramenta com cobertura.
68
(a)
(b)
Figura 45. Micrografias mostrando o perfil de rosca formado utilizando a ferramenta
com cobertura e diâmetro de 9,1 mm sendo; (a) aumento de 50 vezes na crista e (b)
detalhe com aumento de 100 X
Verifica-se um fechamento por completo do entalhe na crista do filete formando uma
pequena falha na micrografia no ponto central. Na Figura 45(b) notamos um detalhe com
aumento de 100 vezes onde se pode também perceber, possivelmente, o encruamento do
material na borda do filete de rosca e notar com maior nitidez que o material deformou-se do
lado direito para o centro fechando por completo o perfil da crista do filete e encruando-se
mais neste lado. Nota-se que para diâmetros menores e, consequentemente, maiores volumes
de material ocorrem um maior preenchimento do perfil da rosca, quase que completando o
perfil e deixando-o com o formato próximo ao padronizado para ferramentas com cobertura.
Entretanto, foram observados em alguns casos uma incompleta formação do perfil de rosca
mesmo quando existia maior volume de material a ser deformado. Este fato ocorreu de forma
aleatória sendo previsto somente após o corte transversal dos corpos de prova.
As Figura 46 (a e b) mostram o perfil de rosca formado utilizando o extremo maior
diâmetro de 9,5 mm e velocidade de 80 m/min juntamente com a ferramenta sem cobertura.
Para este caso nota-se que não ocorreu um preenchimento total do perfil de rosca, Figura 46
(a), devido ao fato de existir pouco volume de material a ser deformado. Entretanto, observa-
se na parte central da base do filete de rosca grãos com tamanhos maiores que nas
extremidades, além disso observa-se uma mudança de orientação nos grãos caracterizando um
encruamento do material. Observa-se também que existe uma tendência ao fechamento
direcionado para o centro do filete, sendo que o mesmo não ocorreu devido ao pouco volume
de material disponível.
69
Mas, pode-se notar que, possivelmente, o encruamento do material ocorreu ao longo de
toda extremidade do filete. Na Figura 46(b) notamos que o encruamento do material também
é significativo na parte superior do filete mesmo quando não ocorre o preenchimento total.
(a)
(b)
Figura 46. Micrografias mostrando o perfil de rosca formado utilizando a ferramenta
com cobertura e diâmetro de 9,5 mm sendo; (a) aumento de 50 vezes na crista e (b)
detalhe com aumento de 100 X.
A Figura 47(a e b) mostra a análise das micrografias na base do filete de rosca com um
aumento de 50 vezes e 100 vezes, respectivamente. Nota-se que na base do filete de rosca
ocorre um encruamento muito mais homogêneo do que na crista do filete de rosca. A
movimentação do material na base do filete de rosca ocorre apenas no sentido radial e tem
uma tendência a encruar o material deformado no sentido radial do furo.
A Figura 47(b) mostra que o encruamento do material é muito mais significativo nas
bordas do perfil roscado do que no centro do material. Pode ser observado o achatamento dos
grãos e a mudança do sentido de orientação dos mesmos no sentido radial, ou seja, para a
extremidade mais externa do perfil roscado.
70
(a)
(b)
Figura 47. Micrografias mostrando o perfil de rosca formado utilizando a ferramenta
sem cobertura e diâmetro de 9,1 mm sendo; (a) aumento de 50 vezes na base do filete de
rosca (b) detalhe com aumento de 100 X.
É possível observar que no que se refere à crista no filete, para o diâmetro inicial do
furo de 9,5 mm ocorreu a pior formação de rosca, isso se deve ao fato de que nesse caso o
volume a ser deformado era insuficiente, consequentemente, o perfil não alcançou a
geometria desejada.
Já com o diâmetro inicial de 9,1 mm há um excesso de material e a crista teve uma
tendência a se fechar incluindo o dobramento do material de um lado a outro em alguns casos
e o fechamento total de defeitos no topo do filete. Com o diâmetro ideal indicado pelo
fabricante houve um perfil um pouco melhor e com uma tendência maior a adquirir o perfil de
rosca conformada, mas, ainda assim, o perfil não ficou completo e apresentou um rasgo na
crista do filete.
A Tabela 11 apresenta os resultados da Análise de Variância (ANOVA) para as
médias da variável-resposta taxa de preenchimento, onde utilizou-se as seguintes abreviações
para as variáveis de entrada: VD = velocidade de deformação, DF = diâmetro inicial do furo e
TF = tipo de ferramenta.
Tabela 11. Análise de variância (ANOVA) para a variável taxa de preenchimento
Fonte de
variação
Soma dos
quadrados
Graus de
liberdade
Quadrados
médios
Fcalc P-valor
71
VD 0,005039 2 0,002519 1,29 0,299
DF 0,421406 2 0,210703 107,9 0,000
TF 0,022003 1 0,022003 11,27 0,004
VD * DF 0,007894 4 0,001974 1,01 0,428
VD * TF 0,006672 2 0,003336 1,71 0,209
DF * TF 0,009606 2 0,004803 2,46 0,114
VD * DF * TF 0,005594 4 0,001399 0,72 0,592
Residual 0,03515 18 0,001953
Total 0,513364 35
R2 (adjunto) 93,15%
A Figura 48(a e b) exibem os gráficos de probabilidade normal e histograma,
respectivamente, para a variável resposta taxa de preenchimento. Os pontos distribuídos ao
longo da reta atendem as condições de normalidade exigidas para validação do modelo da
ANOVA (Werkema e Aguiar, 1996).
(a)
72
(b)
Figura 48. Gráficos de resíduos para taxa de preenchimento – normal de probabilidade
(a) e histograma (b).
Os valores de taxa de preenchimento dos roscamentos variaram de 0,32 mm2 a
0,79mm2. O diâmetro inicial do furo e o tipo de ferramenta apresentaram efeitos
significativos, exibindo P-valores de 0,000 e 0,004; respectivamente, conforme a Tabela 11.
A Figura 49 exibe o gráfico de efeito principal do tipo de ferramenta sobre a taxa de
preenchimento. Observou-se uma diminuição de 8,77% na taxa de preenchimento da
ferramenta com cobertura para a ferramenta sem cobertura.
Figura 49. Gráfico de efeito principal do tipo de ferramenta sobre a taxa de
preenchimento
73
A Figura 50 exibe o gráfico de efeito principal do fator diâmetro inicial do furo sobre a
taxa de preenchimento, onde pode ser observado que houve uma diminuição da taxa de
preenchimento à medida que o diâmetro aumentou. A diminuição da taxa de preenchimento
de 9,1 para 9,3 mm foi de 14,92% e de 9,3 para 9,5 mm foi de 28%.
Analisando os efeitos do diâmetro, pode-se afirmar que furos menores têm um volume
maior de material a ser deformado, portanto, a rosca produzida teve um preenchimento maior
e apresenta um perfil mais completo e mais próximo do perfil de rosca padronizado e
produzido por machos de corte.
Figura 50. Gráfico de efeito principal do diâmetro inicial do furo sobre a taxa de
preenchimento.
4.3. Análise da Topografia dos filetes produzidos
Com o objetivo de analisar a topografia dos filetes de rosca produzidos foi empregado
um microscópio eletrônico de varredura da marca Hitachi e modelo TM3000 para a
identificação também das características dos perfis de rosca considerando a geometria
tridimensional destes. Foram selecionados as condições experimentais extremas a fim de
comparar visualmente os resultados.
A Figura 51 mostra a microscopia eletrônica com aumento de 30 vezes do perfil de
rosca produzida com a ferramenta com cobertura, velocidade de 60 m/min e diâmetro de 9,5
74
milímetros. Observa-se na Figura 51, considerando o detalhe (a), que conforme visto
anteriormente o perfil de rosca não se completou, gerando um perfil deficiente em qualidade.
Paralelo a isto, pode-se observar no detalhe (b) que a crista além de incompleta produz
pequenas escamações no topo que correspondem, simultaneamente, ao material que se
deslocou para o topo de filete e que pode ter ocorrido seu arrancamento durante o processo,
devido à adesão na ferramenta pela pouca eficiência da lubrificação e aquecimento excessivo
e, principalmente, porque ferramentas com cobertura de TiN apresentam coeficiente de atrito
superior.
Nota-se também que as escamações formadas estão todas na mesma direção, portanto,
pode-se concluir que o fenômeno de formação destas cristas ocorre no sentido de giro da
ferramenta. Em alguns casos a sequência de escamações geradas no topo da crista do filete
gera um perfil com um formato serrilhado e distribuído de forma bem uniforme e constante.
Além disso, podemos notar que o fundo do filete tem uma qualidade superior em relação à
crista onde não são formadas cristas perfeitas. A superfície do fundo do filete mostra um
acabamento superficial, analisado de forma visual, muito melhor que da crista, confirmando
as análises feitas anteriormente onde o encruamento do material tem muito mais influência no
pé do filete de rosca que na crista.
Assim, considerando a base do filete de rosca, verifica-se que existe uma tendência para
um acabamento superficial muito superior ao da crista do filete. Dessa forma, considerando
que a base do filete de rosca está ligada diretamente ao deslizamento durante montagens e
desmontagens, pois trabalha em contato direto com a crista de peças macho, o processo de
roscamento por laminação produz um perfil de rosca com qualidade aceitável quando se
considera apenas a base do filete.
75
Figura 51. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca
(velocidade de 60 m/min, diâmetro de 9,5 mm e ferramenta com cobertura)
Na Figura 52 podemos observar o mesmo comportamento da Figura 51, sendo que essa
figura é oriunda de um experimento com a ferramenta sem cobertura, velocidade de 60 m/min
e diâmetro de 9,5 mm. Nota-se um preenchimento um pouco superior com uma formação
menor de cristas no formato serrilhado e da mesma forma anterior um acabamento superior na
base do filete de rosca.
Figura 52. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca
(velocidade de 60 m/min, diâmetro de 9,5 mm e ferramenta sem cobertura)
Na Figura 53 podemos observar que tanto na (a) quanto na (b) a crista do filete é mais
completa e com menos escamação, conforme se destaca na Figura 53(b), isso se deve ao fato
de que essas figuras são de experimentos com diâmetro inicial do furo de 9,1 mm, logo havia
na região de trabalho mais material a ser deformado, e, portanto a crista se fechou mais que no
caso anterior.
76
Na Figura 53 (a) pode ser notado que pequenas falhas de preenchimento ocorrem, pois
conforme citado anteriormente, o material tem uma tendência a se dobrar de um lado para o
outro fechando o filete de rosca, entretanto, em alguns casos este fenômeno não ocorre de
forma completa e produz falhas na crista do filete com um fechamento incompleto.
Da mesma forma, na Figura 53 (b) notamos excesso de material ao longo de todo o
comprimento do filete de rosca. Isso demonstra que para furos menores, o excesso de material
que não contribui para o fechamento do filete é arrastado sobre o filete na forma de micro
partículas que podem ficar aderidas sobre o perfil da rosca, prejudicando o acabamento
superficial do filete. O arrancamento de micro partículas pode estar ligado ao canal de
lubrificação da ferramenta com cobertura que pode atuar como aresta de corte e arrancar
pequenos volumes de material durante o processo.
(a)
(b)
Figura 53. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca;
(a) velocidade de 100 m/min, diâmetro de 9,1 mm e ferramenta com cobertura e (b)
velocidade de 100 m/min, diâmetro de 9,1 mm e ferramenta sem cobertura
Na Figura 54(a, b) temos as imagens dos experimentos realizados seguindo as
orientações do fabricante, ou seja, diâmetro do furo de 9,3 mm com velocidade de deformação
de 80 m/min. Podemos observar que nesse caso, a crista apresenta mais visivelmente o rasgo
característico de uma rosca conformada, conforme previsto pelo fabricante da ferramenta. Na
Figura 54(a) notamos também um acabamento inferior da crista do filete para a base do filete
de rosca. Isto ocorre devido ao fato do coeficiente de atrito ser maior para a ferramenta com
cobertura prejudicando o acabamento superficial do filete.
Na Figura 54(b) o tamanho da crista se mantém proporcional ao encontrado na Figura
54 (a), mas o acabamento do perfil de rosca em uma análise visual de forma geral é muito
superior com a ferramenta sem cobertura.
77
(a)
(b)
Figura 54. Imagem obtida por microscopia eletrônica de varredura do perfil de rosca;
(a) velocidade de 80 m/min, diâmetro de 9,3 mm e ferramenta com cobertura e (b)
velocidade de 80 m/min, diâmetro de 9,3 mm e ferramenta sem cobertura
Baseado nas análises anteriores via microscopia ótica e microscopia eletrônica de
varredura, pode-se verificar que os melhores acabamentos foram produzidos com a
velocidade de deformação de 100 m/min. Apesar do furo inicial recomendado pelo fabricante
da ferramenta ser de 9,3 mm, o melhor preenchimento do perfil de rosca ocorreu com o
diâmetro de 9,1 mm. Finalizando, considerando a taxa de preenchimento e o acabamento
superficial do filete de rosca, a melhor estratégia para um produto de boa qualidade é a
produção de roscas com machos sem cobertura, minimizando atrito e consequentemente
esforços de corte, diâmetro inicial de 9,1 mm e velocidade de deformação de 100 m/min.
78
79
CAPÍTULO 5
5. CONCLUSÕES
As seguintes conclusões puderam ser obtidas desse presente trabalho:
Os gráficos tanto de força axial quanto de torque, gerados a partir da aquisição de sinais,
apresentaram um comportamento semelhante em todos os experimentos, com
crescimento na parte cônica do macho e constância na parte cilíndrica;
Considerando a força axial, os fatores que se mostraram influentes foram a velocidade de
deformação, o diâmetro inicial do furo e a interação entre diâmetro inicial do furo e o tipo
de cobertura da ferramenta;
Ainda avaliando-se a força axial, a interação entre diâmetro inicial do furo e tipo de
ferramenta teve significância nos seguintes pares: diâmetro de 9,5mm com a ferramenta
com cobertura e com a ferramenta sem cobertura em análise feita utilizando-se o teste de
Tukey;
Avaliando o torque no processo, os fatores de influência foram o diâmetro inicial do furo
e a interação entre diâmetro inicial do furo e tipo de ferramenta;
Além disso, avaliando o torque, a interação entre diâmetro inicial do furo e tipo de
ferramenta teve significância devido ao par diâmetro de 9,1mm com a ferramenta sem
cobertura, pois esse par apresentou significância nos dois desdobramentos realizados pelo
teste de Tukey;
Analisando a taxa de preenchimento, os fatores de influência foram o diâmetro inicial do
furo e o tipo de ferramenta utilizado;
As roscas produzidas alcançaram o perfil desejado com uma excelente taxa de
preenchimento para roscas conformadas com diâmetros iniciais de 9,1 mm e em alguns
casos com diâmetro de 9,3 mm;
Considerando conjuntamente a taxa de preenchimento e o acabamento superficial do
filete de rosca a melhor estratégia para um bom produto é a produção de roscas com
machos sem cobertura, diâmetro inicial de 9,1 mm e velocidade de deformação de 100
m/min.
Devido ao fato de ser uma liga fundida, aconselha-se prudência na escolha dos
parâmetros de laminação para a realização do processo de roscamento, utilizando-se
como referência os parâmetros definidos neste trabalho.
80
81
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