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Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica

Dissertação de Mestrado

Otimização do Processo de Torneamento de Peças Endurecidas por meio da Definição do Intervalo de Máxima Eficiência da Velocidade

de Corte

Luciomar de Abreu Campos

Orientador: Prof. Wisley Falco Sales, Dr.

Belo Horizonte, 27 de Fevereiro de 2004

Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica

Dissertação de Mestrado

Otimização do Processo de Torneamento de Peças Endurecidas por meio da Definição do Intervalo de Máxima Eficiência da Velocidade

de Corte

Luciomar de Abreu Campos

Dissertação apresentada ao Departamento de Engenharia Mecânica da PUC Minas como parte dos requisitos para obtenção do título de MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA.

Orientador: Prof. Wisley Falco Sales, Dr.

Banca Examinadora: Prof. Wisley Falco Sales, Dr. – PUC Minas – Presidente, Orientador Prof. Sandro Cardoso Santos, Dr.– CEFET/MG – Co-Orientador Prof. Márcio Bacci da Silva, PhD – UFU – Membro Externo Prof. Ernani Sales Palma, Dr.-Ing. – PUC Minas

Belo Horizonte, 27 de Fevereiro de 2004

Aos meus pais, Edna e José Tarcísio,

minhas irmãs Giovana e Fernanda,

minha esposa Valéria,

toda minha família

e a Deus.

À memória de Lucio de Abreu

AGRADECIMENTOS

Aos Professores Dr. Wisley Falco Sales e Dr. Sandro Cardoso Santos pela

orientação e incentivo dispensado no desenvolvimento deste trabalho.

À FIAT-GM POWERTRAIN – FA Powertrain Ltda., pelo apoio e suporte

financeiro, por disponibilizar suas instalações para os ensaios experimentais e

controles, e pelo incentivo com sua política de crescimento da profissionalidade

de seus funcionários, em especial ao Sr. Ricardo Peluso, Sr. Antônio Maria e

ao Sr. Giuseppe Col.

Aos professores Dr. Álisson R. Machado, Dr. Ernani Palma, pelo incentivo,

ajuda e apoio.

A toda a equipe de mestrado da PUC, em especial ao Prof. Dr. José Ricardo e

à Valéria.

Aos Colegas da escola de Ferramentas da FA Powertrain Ltda., Roberto

Piacesi, Magno Luis, Walter Seppe, Paulo Sérgio, Rogério Luis, Roney

Gonçalves, Antônio Silvério, Guilheme Machado, Fernando Xavier, Willian de

Melo, João André, Marcelo Gomes, Orlando Garcia, Amilton Cory, Marcos

Paulo, Handro, Nívea, Joel e Valério Loschiavo.

Aos colegas da Engenharia de Manufatura da FA Powertrain Ltda., Tatiana,

Antônio Sena, Célio, Bruno, Rogério Gomes, Sérgio, Ederson, Alexandre,

Flávio, José Geraldo, José Francisco, Jaime e Leonardo Vinte.

Aos colegas da Qualidade (U.T.E. 29-42 - Controle de Engrenagem) da FA

Powertrain Ltda., Celso, Ricardo, Carlito, Agostinho e Welberth, e da Usinagem

(U.T.E. 29-13) Mardoquel, Milton, Alessandro, Frederico, Marcos Eloi e

Adelque.

Ao Hermano do Laboratório Metalúrgico da FIAT Automóveis S.A., pela ajuda

nas fotos feitas no MEV.

E finalmente, a todos aqueles que diretamente e indiretamente contribuíram

para a realização deste trabalho.

RESUMO

Neste trabalho apresentou-se o desenvolvimento da metodologia para

otimização do processo de torneamento de peça de Aço DIN 19MnCr5 G

tratada termoquimicamente por carbonitretação com dureza superficial de 58

HRC. Utilizou-se ferramenta de corte de nitreto cúbico de boro policristalino

(PCBN), baseado no Intervalo de Máxima Eficiência – IME e demais restrições

do processo e cenário produtivo. Foi utilizada a metodologia para determinar as

condições de corte, e, consequentemente, dos demais elementos necessários

para construção do Intervalo de Máxima Eficiência (IME). Como resultado final,

foi obtida a velocidade de corte otimizada. As principais variáveis que

influenciam o processo foram consideradas na otimização. A vida da

ferramenta, as formas e mecanismos de desgaste da ferramenta e a

rugosidade da peça (Ra) foram avaliados.

Palavras-Chave: Otimização, Intervalo de Máxima Eficiência, Ferramentas de

CBN, Aços Endurecidos e Desgastes de Ferramentas.

ABSTRACT

The main goal of this work is to propose the methodology development to

optimize the process when turning DIN 19MnCr5 G steel subjected to

carbonitriding reaching a surface hardness of 58 HRC. The polycrystalline cubic

boron nitride (PCBN) tools were used. Based on the Maximum Efficiency

Interval – MEI, and considering all the process constraints involved and the

environment scenery. Cutting condition determination was proposed to be in

shop floor, and consists on tests realization to obtain the cutting tool life

coefficients. Therefore, all process parameters were considered. The tool life,

the wear mechanisms and surface roughness (Ra) of workpiece were

evaluated.

Keywords: Optimization, Maximum Efficiency Interval, PCBN Tools, Hardened

Steel and Tool Life.

vii

SUMÁRIO

1 - INTRODUÇÃO ........................................................................................ 1

1.1 - Justificativas para Escolha do Modelo Experimental ...................... 3

1.1.1 - Evolução Quantitativa das Máquinas CNC .......................... 3

1.1.2 - Diversidade de Tipos de Máquinas CNC ............................. 4

1.1.3 - Diversidade de Tipos de Comandos CNC ........................... 5

1.1.4 - Diversidade de Tipos de Elementos Fabricados ................. 6

1.1.4.1 Motor ..................................................................... 6

1.1.4.2 Câmbio .................................................................. 6

1.1.5 - Aplicação da metodologia versus desenvolvimento de SE . 7

1.2 - Justificativas para escolha da máquina e peça a ser estudada ..... 8

1.3 - Objetivos do Trabalho ..................................................................... 9

1.3.1 - Objetivos gerais ................................................................... 9

1.3.2 - Objetivos específicos ........................................................... 9

1.4 - Organização do trabalho ................................................................ 9

2 - REVISÃO DA LITERATURA .................................................................. 11

2.1 - Introdução ....................................................................................... 11

2.2 - Noções de torneamento ................................................................. 12

2.3 - Principais grandezas físicas no torneamento ................................. 13

2.3.1 - Velocidade ........................................................................... 13

2.3.1.1 Conceitos físicos ................................................... 13

2.3.1.2 Velocidade nos processos de usinagem ............... 14

2.3.1.3 Medição da rotação ............................................... 15

2.3.1.4 Medição da avanço ............................................... 17

2.3.2 - Largura de corte ................................................................... 17

2.3.3 - Espessura de corte .............................................................. 18

2.3.4 - Força e potência de corte ................................................... 18

viii

2.4 - Ciclos e tempos de usinagem ......................................................... 19

2.4.1 - Velocidade de corte de máxima produção ........................... 20

2.5 - Custos em operações de torneamento ........................................... 23

2.5.1 - Vida econômica da ferramenta ............................................ 25

2.6 - Intervalo de Máxima Eficiência - IME ............................................. 27

2.6.1 - Conceituação ....................................................................... 27

2.6.2 - Determinação do IME .......................................................... 28

2.6.3 - Metodologia para determinação do IME .............................. 28

2.7 - Usinagem de aços endurecidos ..................................................... 30

2.8 - Ferramentas de corte ..................................................................... 31

2.8.1 - Generalidades ...................................................................... 31

2.8.2 - Classificação ........................................................................ 32

2.9 - CBN – Nitreto Cúbico de Boro ........................................................ 35

2.9.1 - Obtenção do Nitreto Cúbico de Boro ................................... 35

2.9.2 - Síntese do policristalino ....................................................... 36

2.9.3 - Constituição ......................................................................... 36

2.9.4 - Propriedades ........................................................................ 37

2.9.5 - Tipos .................................................................................... 38

2.9.6 - Materiais de Aplicação ......................................................... 39

2.9.7 - Quadro comparativo entre os fabricantes de PCBN ............ 40

2.9.8 - Cuidados quando se utiliza ferramentas de PCBN .............. 41

2.10 - Mecanismos de desgaste das ferramentas .................................. 42

2.10.1 - Problemas e soluções relacionadas ao desgaste .............. 43

2.10.2 - Medições dos desgastes da ferramenta ............................ 47

2.11 - Vida da ferramenta ....................................................................... 48

2.11.1 - Curva de vida de uma ferramenta ..................................... 49

2.12 - Integridade superficial .................................................................. 51

2.12.1 - Considerações sobre rugosidade das superfícies ............. 52

2.12.2 - Acabamento da superfície usinada .................................... 53

2.12.3 - Alterações sub-superficiais ................................................ 55

ix

2.12.4 - Limitações no controle da rugosidade Ra .......................... 57

3 - PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS .................................................. 58

3.1 - Peça a ser usinada ......................................................................... 58

3.2 - Ferramental .................................................................................... 59

3.3 - Máquina .......................................................................................... 61

3.3.1 - Seqüência de usinagem ...................................................... 64

3.4 - Fluido de corte ................................................................................ 65

3.5 - Infra estrutura adicional .................................................................. 65

3.5.1 - Instrumento de medida de desgaste OMIS MINI ................. 65

3.5.2 - MEV Microscópio Eletrônico de Varredura .......................... 66

3.5.3 - Rugosímetro ......................................................................... 67

3.5.4 - Copiador de perfil ................................................................. 67

3.6 - Etapas do projeto ............................................................................ 67

3.6.1 - Aquisição de materiais ......................................................... 67

3.6.2 - Pré-testes ............................................................................. 68

3.6.3 - Coleta de dados para situação atual ................................... 68

3.6.4 - Metodologia experimental proposta ..................................... 69

4 - RESULTADOS E DISCUSSÕES ........................................................... 71

4.1 - Pré-testes ....................................................................................... 71

4.1.1 - Histórico ............................................................................... 71

4.1.2 - Ajuste da geometria especial do inserto .............................. 72

4.1.3 - Investigação da influência do balanço do inserto na Ra ...... 73

4.1.4 - Primeiro ajustes dos parâmetros de corte ........................... 75

4.1.5 - Adequação do programa CNC ............................................. 75

4.1.6 - Análise da influência de vibração na Ra ............................... 77

4.1.7 - Consulta ao processo na FA Powertrain Itália s.r.l. ............. 78

4.1.8 - Problema de batimento da peça .......................................... 78

4.1.9 - Ajustes dos parâmetros de corte ......................................... 79

4.1.10 - Conclusão do pré-teste ...................................................... 80

x

4.2 - Prática experimental para otimização do processo ........................ 82

4.2.1 - Levantamento de dados ...................................................... 82

4.2.2 - Ensaio 1 – vc = 230 m/min .................................................... 83

4.2.3 - Ensaio 2 – vc = 276 m/min .................................................... 84

4.2.4 - Cálculos das velocidades do IME ........................................ 84

4.2.5 - Ensaio 3 – vcmcLim = 217 m/min ............................................ 85

4.2.6 - Ensaio 4 – vcmxp = 669 m/min ............................................... 86

4.2.7 - Tempos de usinagem ........................................................... 86

4.2.8 - Cálculos dos custos de produção por peça ......................... 87

4.2.9 - Curvas de desgaste ............................................................. 89

4.3 - Mecanismos de desgaste ............................................................... 93

4.3.1 - Introdução ............................................................................ 93

4.3.2 - Considerações tribológicas sobre o sistema em avaliação . 94

4.3.3 - Avaliação da ferramenta após usinar 20 peças ................... 95

4.3.4 - Avaliação da ferramenta após usinar 400 peças ................. 100

4.3.5 - Avaliação da ferramenta após usinar 800 peças ................. 106

4.3.6 - Comentários sobre a análise tribológica .............................. 112

5 - COMENTÁRIOS FINAIS E CONCLUSÕES ......................................... 114

5.1 - Comentários finais .......................................................................... 114

5.2 - Conclusões ..................................................................................... 116

5.3 - Sugestões para trabalhos futuros ................................................... 117

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................. 118

xi

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1 – Evolução quantitativa das máquinas CNC na PWT .................. 4

Figura 1.2 – Configuração dos tipos de máquinas CNC na PWT ................. 5

Figura 1.3 – Configuração dos tipos de comandos CNC na PWT ................ 5

Figura 1.4 – Distribuição do Custo na Unidade Produtiva Câmbio ............... 8

Figura 2.1 – Desenho esquemático de uma usinagem por torneamento ...... 12

Figura 2.2 – Representação vetorial da velocidade na usinagem ................. 14

Figura 2.3 – Regulador Watt ......................................................................... 16

Figura 2.4 – Tacômetro de Corrente Parasita ............................................... 16

Figura 2.5 – Tacogerador .............................................................................. 16

Figura 2.6 – Tacômetro Captação Sinal Digital: Indutivo .............................. 16

Figura 2.7 – Tacômetro Captação Sinal Digital: Fotoelétrico ........................ 16

Figura 2.8 – Estreboscópio ............................................................................ 16

Figura 2.9 – Disposição do Sistema de Medição nas Máquinas CNC .......... 16

Figura 2.10 – Medição da Rotação nas Máquinas Convencionais ............... 17

Figura 2.11 – Tipos de Medição do Avanço: Direta e Indireta ...................... 17

Figura 2.12 – Tempo de produção por peça versus velocidade de corte ..... 22

Figura 2.13 – Custos por peça versus velocidade de corte .......................... 26

Figura 2.14 – Curva de custos versus produção - IME ................................. 27

Figura 2.15 – Exemplo Prático de Classificação de Ferramentas ................. 34

Figura 2.16 – Exemplo de Composição de um Conjunto de Ferramentas .... 34

Figura 2.17 – Arranjo dos átomos do nitreto de boro .................................... 35

Figura 2.18 – Esquema da Obtenção do Policristalino ................................. 36

Figura 2.19 – Micrografia de diferentes tipos de PCBN ................................ 37

Figura 2.20 – Comparativo: Propriedades dos Materiais de Ferramentas .... 38

Figura 2.21 – Tipos de PCBN quanto a Fixação ........................................... 38

Figura 2.22 – Detalhe Construtivo de uma ferramenta de PCBN ................. 41

Figura 2.23 – Tipos de Desgaste das Ferramentas ...................................... 43

Figura 2.24 – Mecanismos de Desgastes das Ferramentas ......................... 43

xii

Figura 2.25 – Mecanismo de Desgaste: Desgaste de flanco e tipo entalhe . 44

Figura 2.26 – Mecanismo de Desgaste: Craterização .................................. 44

Figura 2.27 – Mecanismo de Desgaste: Deformação plástica ...................... 45

Figura 2.28 – Mecanismo de Desgaste: Aresta postiça ................................ 45

Figura 2.29 – Mecanismo de Desgaste: Martelamento de cavacos .............. 46

Figura 2.30 – Mecanismo de Desgaste: Microlascas .................................... 46

Figura 2.31 – Mecanismo de Desgaste: Fissuras térmicas ........................... 46

Figura 2.32 – Mecanismo de Desgaste: Quebra da pastilha ........................ 47

Figura 2.33 – Medidas do desgaste da ferramenta ....................................... 48

Figura 2.34 – Determinação da curva de vida de uma ferramenta TxVc ....... 50

Figura 2.35 – Curva logarítmica de desgaste de ferramenta ........................ 50

Figura 2.36 – Classificação da integridade superficial .................................. 52

Figura 2.37 – Representação esquemática da superfície de uma peça ....... 53

Figura 2.38 – Marcas de avanço na superfície da peça versus Ra ............... 54

Figura 2.39 – Diagrama de Ra equivalentes de algumas superfícies ............ 57

Figura 3.1 – Composição química do Aço 19MnCr5 G ................................. 58

Figura 3.2 – Luva de engate da 5a velocidade .............................................. 59

Figura 3.3 – Detalhe construtivo da luva de engate da 5a velocidade .......... 59

Figura 3.4 – Inserto especial de PCBN ......................................................... 60

Figura 3.5 – Porta-ferramentas ..................................................................... 60

Figura 3.6 – Sistema de fixação do inserto no porta-ferramenta .................. 60

Figura 3.7 – Visão geral do Torno Weisser ................................................... 63

Figura 3.8 – Lay-out da 1a usinagem: Ferramenta 1 ..................................... 63

Figura 3.9 – Lay-out da 2a usinagem: Ferramenta 2 ..................................... 64

Figura 3.10 – Perfil usinado da peça ............................................................. 64

Figura 3.11 – Perfil usinado pela ferramenta 1 ............................................. 64

Figura 3.12 – Perfil usinado pela ferramenta 2 ............................................. 65

Figura 3.13 – Instrumento de medida de desgaste OMIS MINI .................... 66

Figura 3.14 – Microscópio Eletrônico de Varredura – Philips XL 30 ............. 66

Figura 3.15 – Rugosímetro Perthen Mahr ..................................................... 67

xiii

Figura 3.16 – Fluxograma de execução da prática experimental .................. 68

Figura 4.1 – Ajuste do inserto: Versão antiga e nova .................................... 73

Figura 4.2 – Balanço do inserto ..................................................................... 73

Figura 4.3 – Resultado dos testes de confronto ............................................ 74

Figura 4.4 – Primeira bateria de testes: Difer ................................................ 75

Figura 4.5 – Sequencia antiga e nova da usinagem da Ferramenta 2 .......... 76

Figura 4.6 – Bateria de testes após a adequação do programa CNC ........... 76

Figura 4.7 – Testes preliminares: Sumitomo ................................................. 77

Figura 4.8 – Primeira bateria de testes: Sumitomo Classe BNC150 ............. 79

Figura 4.9 – Segunda bateria de testes: Sumitomo Classe BNX25 .............. 79

Figura 4.10 – Segunda bateria de testes: Difer ............................................. 80

Figura 4.11 – Alteração do tamanho da placa de CBN para insertos Difer ... 80

Figura 4.12 – Mecanismos de desgastes verificados no pré-teste .............. 81

Figura 4.13 – Parâmetros de corte definidos no pré-teste ............................ 81

Figura 4.14 – Ra para o ensaio 1 ................................................................... 83



Figura 4.17 – Tempo total de usinagem da peça .......................................... 87

Figura 4.18 – Custos de usinagem da peça .................................................. 88

Figura 4.19 – Curva KT versus Zt ................................................................. 89

Figura 4.20 – Curva KT versus Zt (curvas de tendência) ............................. 90

Figura 4.21 – Levantamento de dados para a curva de vida ....................... 91

Figura 4.22 – Curva de vida da ferramenta .................................................. 91

Figura 4.23 – Curva logarítmica de vida da ferramenta ............................... 92

Figura 4.24 – Validação da equação de vida da ferramenta ........................ 92

Figura 4.25 – Vista da cunha cortante da ferramenta desgastada ................ 96

Figura 4.26 – Composição química da área demarcada na região “A” da

figura 4.25 .............................................................................. 96

Figura 4.27 – Região craterizada com maior ampliação na região “B” da

Figura 4.25. ............................................................................ 97

xiv

Figura 4.28 – Ampliação da área demarcada na Figura 4.27, região

craterizada e presença de cavidades .................................... 97

Figura 4.29 – Composição química, medida no interior da cratera, na da

área demarcada na Figura 4.27 ............................................. 98

Figura 4.30 – Detalhe demarcado na região “A” da Figura 4.25, parte

inferior da superfície de folga ................................................. 98

Figura 4.31 – Vista da aresta de corte e superfícies de saída e de folga

detalhe “D” da Figura 4.25 ..................................................... 99

Figura 4.32 – Composição química do material aderido na aresta de corte,

na área demarcada na Figura 4.31 ........................................ 99


Figura 4.34 – Vista da cunha cortante da ferramenta desgastada, com a

craterização, desgaste de flanco e trincas (no detalhe “A”) ... 100

Figura 4.35 – Vista da cunha cortante, evidenciando o desgaste de flanco

e a forma da cratera ............................................................... 101

Figura 4.36 – Região de transição da cratera e fase plana da ferramenta ... 101

Figura 4.37 – Vista do detalhe demarcado na Figura 4.36 evidenciando

microtrincas e desprendimento de material ........................... 102

Figura 4.38 – Vista da cunha cortante, evidenciando trincas e adesão ........ 102

Figura 4.39 – Detalhe da superfície de folga e regiões de adesão,

demarcada na Figura 4.38 ..................................................... 103

Figura 4.40 – Composição química da área demarcada na Figura 4.39 ...... 103

Figura 4.41 – Detalhe da trinca, demarcado na Figura 4.38 ......................... 104

Figura 4.42 – Interior da trinca, demarcado na região da Figura 4.43,

evidenciando microtrincas no fundo ....................................... 104

Figura 4.43 – Composição química no fundo da trinca, na área demarcada

na Figura 4.42 ........................................................................ 105


Figura 4.45 – Vista da cunha cortante da ferramenta desgastada,

evidenciando a craterização e o desgaste de flanco

alterando a forma da ferramenta ............................................ 106

xv

Figura 4.46 – Detalhe da superfície de folga, evidenciando marcas de

abrasão e adesão de material ................................................ 107

Figura 4.47 – Vista da cunha cortante, evidenciando a craterização,

desgaste de flanco e alteração da forma da aresta cortante . 107

Figura 4.48 – Detalhe da aresta de corte e da superfície de folga,

demarcado na região “A” da Figura 4.47 ............................... 108

Figura 4.49 – Composição química da área demarcada por “A” na Figura

4.48, medida na superfície de folga ....................................... 108

Figura 4.50 – Detalhe “B”, demarcado na Figura 4.48, evidenciando

adesão, marcas de abrasão e microtrincas ........................... 109

Figura 4.51 – Composição química, medida na área demarcada na Figura

4.50, sobre o material aderido à superfície de folga .............. 109

Figura 4.52 – Detalhe da superfície de folga, demarcado na região “C” da

Figura 4.48 ............................................................................. 110

Figura 4.53 – Composição química medida sobre as microtrincas na

superfície de folga, na área demarcada na Figura 4.52 ........ 110

Figura 4.54 – Detalhe da cratera, demarcado na região “B” da Figura 4.47,

evidenciando adesão e trincas ............................................... 111

Figura 4.55 – Detalhe da trinca, demarcado na Figura 4.54 ......................... 111

Figura 4.56 – Um modelo simples de desgaste adesivo e interação com a

camada aderida à superfície de saída da ferramenta ............ 113

xvi

NOMENCLATURA

1-z Expoente de Kienzle

ap Profundidade de corte (mm)

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

APC Aresta Postiça de Corte

b Largura de corte (mm)

CBN Nitreto Cúbico de Boro

CNC Comando Numérico Computadorizado

d Diâmetro considerado (diâmetro da ferramenta para fresamento,

diâmetro da peça para torneamento) (mm)

De Diâmetro externo (mm)

Di Diâmetro interno (mm)

Em Espaço ocupado pela máquina-ferrarnenta (m2)

f Avanço (mm/rotação)

Fc Força de corte (kgf)

H Número de horas de trabalho previstas por ano

h Espessura de corte (mm)

HSM High Speed Machining – Usinagem à altas velocidades

im Idade da máquina–ferramenta (anos)

IME Intervalo de Máxima Eficiência

j Taxa anual de juros

K Constante da equação de vida de Taylor

K1 Custos dos tempos passivos (R$)

KB Largura da cratera

Kft Custo de cada aresta de corte do inserto (R$)

Ke Custo do m2 ocupado pela máquina–ferramenta (R$ / m2 .ano)

KM Distância do centro da cratera à aresta de corte

Kmc Custo de conservação da máquina por ano (R$ / ano)

Kp Custo de produção por peça (R$ / Peça)

Kp1 Custo de produção por peça para vc1 (R$ / Peça)

Kp2 Custo de produção por peça para vc2 (R$ / Peça)

Kp3 Custo de produção por peça para vcmcLim (R$ / Peça)

Kp4 Custo de produção por peça para vcmxp (R$ / Peça)

xvii

Kpi Custo de aquisição do inserto (R$)

KS1 Constante de Kienzle

Kum Custo da máquina-ferramenta (R$/ Peça)

Kum1 Custo da máquina-ferramenta para vc1 (R$/ Peça)

Kum2 Custo da máquina-ferramenta para vc2 (R$/ Peça)

Kum3 Custo da máquina-ferramenta para vcmcLim (R$/ Peça)

Kum4 Custo da máquina-ferramenta para vcmxp (R$/ Peça)

KT Profundidade da cratera

Kuf Custo das ferramentas (R$ / Peça)

Kuf1 Custo das ferramentas para vc1 (R$ / Peça)

Kuf2 Custo das ferramentas para vc2 (R$ / Peça)

Kuf3 Custo das ferramentas para vcmcLim (R$ / Peça)

Kuf4 Custo das ferramentas para vcmxp (R$ / Peça)

Kus Custo de mão de obra envolvidos na usinagem (R$ / peça)

Kus1 Custo de mão de obra envolvidos na usinagem para vc1 (R$ / peça)

Kus2 Custo de mão de obra envolvidos na usinagem para vc2 (R$ / peça)

Kus3 Custo de mão de obra envolvidos na usinagem para vcmcLim (R$ /

peça)

Kus4 Custo de mão de obra envolvidos na usinagem para vcmxp (R$ / peça)

lc1 Vida da aresta da ferramenta expressa em comprimento de corte para

vc1 (m)

lc2 Vida da aresta da ferramenta expressa em comprimento de corte para

vc2 (m)

lcp Comprimento de corte de uma peça (m)

lf Percurso de avanço (mm)

MEV Microscópio Eletrônico de Varredura

M Vida prevista para a máquina-ferramenta (anos)

n Rotação (rpm)

Nfp Vida média para o porta-ferramenta em número de trocas

Ns Número de arestas de corte disponíveis em cada inserto

Nt Número de trocas da ferramenta para a usinagem do lote

Pc Potência de corte, ou potência consumida (cv)

PCBN Nitreto Cúbico de Boro Policristalino

PWT FIAT-GM Powertrain – FA Powertrain Ltda.

xviii

r Raio da ponta da ferramenta (mm)

Ra Rugosidade média (µm)

rε Raio da ponta da ferramenta (mm)

RPM Rotações por Minuto

SE Sistema Especialista

Sh Salário e encargos do operador (R$ / hora)

Sm Salário máquina (R$ / hora)

T Vida da ferramenta que pode ser expressa em tempo, minutos, em

comprimento de corte, metros, ou em número de peças

t1 Tempos passivos (não dependem da vc) (min)

T1 Vida da aresta da ferramenta expressa em tempo para vc1 (min)

T2 Vida da aresta da ferramenta expressa em tempo para vc2 (min)

ta Tempo de aproximação e afastamento da ferramenta (min)

tc Tempo efetivo de corte (min)

tc1 Tempo efetivo de corte para vc1 (min)

tp Tempo de preparo da máquina (min)

tft Tempo de troca da aresta da ferramenta (min)

tft Tempo de troca da ferramenta (min)

ts Tempo secundário (min)

tt Tempo total de produção por peça (min)

tt1 Tempo total de produção por peça para vc1 (min)

tt2 Tempo total de produção por peça para vc2 (min)

tt3 Tempo total de produção por peça para vcmcLim (min)

tt4 Tempo total de produção por peça para vcmxp (min)

Tr Taxa de Remoção de Material

v Velocidade Média

vAngular Velocidade Angular

VB Largura do desgaste de flanco

VBMax Largura máxima do desgaste de flanco

vc Velocidade de corte (m/min)

vc1 Primeira velocidade de corte (m/min)

vc2 Segunda velocidade de corte (m/min)

vcmc Velocidades de corte de mínimo custo (m/min)

vcmcLim Velocidade de corte de mínimo custo limite (m/min)

xix

vcmxp Velocidades de corte de máxima produção (m/min)

vf Velocidade de avanço (mm/min)

vLinear Velocidade Linear

Vmi Valor inicial de aquisição da máquina-ferramenta (R$)

Vsi Custo de aquisição do porta-ferramenta (R$)

x Expoente da equação de vida de Taylor

Zt Número de peças usinadas por vida da ferramenta

Zt1 Vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças para vc1

Zt2 Vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças para vc2

Zt3 Vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças para

vcmcLim

Zt4 Vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças para

vcmxp

Z Número de peças do lote

ω Velocidade angular de um eixo rotativo

χr Ângulo de posição da ferramenta de corte (°)

Capítulo 1

Introdução

Nos últimos anos tem-se constatado uma preocupação mais acentuada com

relação à minimização dos custos de manufatura, não só devido à globalização

do mercado que vem requerendo uma postura mais competitiva, mas também

devido aos problemas econômicos que estão atingindo as empresas. Desta

forma, a produção deve ser orientada de maneira a se obter o mínimo custo do

produto, e o máximo lucro, mantendo o nível de qualidade desejado (Novaski,

1991).

Os primeiros estudos econômicos sobre a usinagem dos metais foram

realizados por Taylor nos Estados Unidos e Schlesinger na Alemanha.

Seguiram-se os trabalhos de Leyensetter, Eisele, Witthoff e Gilbert entre muitos

estudiosos (Ferraresi, 1977).

Os processos podem ser otimizados pela redução dos tempos não produtivos,

como tempo de fila, movimentação e outros tempos passivos que envolvam

tarefas humanas, ou, pela redução dos tempos produtivos, quando se analisa o

próprio processo de usinagem. A redução dos tempos passivos pode ser

obtida, principalmente, com a implantação de ferramentas gerenciais ou

técnicas (ex. Kanbam). Pode-se alcançar a redução dos tempos produtivos

com a implementação de novas máquinas, ferramentas, ou dispositivos, com a

otimização dos parâmetros de corte, com a redução do sobremetal, ou ainda,

pela estratégia de corte que define o caminho da ferramenta de corte no

percurso de usinagem (Baptista, 2000).

Diversas técnicas podem proporcionar melhorias do processo de usinagem,

sendo que muitas podem ser utilizadas em conjunto, ou seja, pode-se

implementar novo ferramental, juntamente com novos dispositivos e alteração

1

Capítulo 1 - Introdução 2

da estratégia de corte, em função de testes prévios em que é possível analisar

diversas condições e situações de usinagem.

Nas industrias os processos são otimizados, no que diz respeito ao

ferramental, substituindo-se a ferramenta de corte atualmente em uso, por

outra, tecnologicamente mais evoluída, alterando-se assim, todas as

características do processo corrente.

Normalmente, ensaios de usinagem são realizados, e os novos custos obtidos

são comparados com os antigos, buscando-se legitimar sua implementação.

Quando justificado, a nova ferramenta é adotada, juntamente com novos

parâmetros de corte, e o processo é considerado otimizado (Baptista, 2000).

A otimização da velocidade de corte por meio da determinação do Intervalo de

Máxima Eficiência (IME) em ambiente fabril pode apresentar significativa

redução dos tempos de corte, com conseqüente redução de custos pois é

composto pelas velocidades de corte de máxima produção, Vcmxp, de mínimo

custo limite, VcmcLim, e de mínimo custo, Vcmc. Entretanto, a determinação do

IME não é suficiente para a otimização pois, o sistema possui restrições e

características que podem influenciar na escolha da velocidade de corte de

referência (Baptista, 2000).

Baptista (2000), cita como exemplo uma situação em que a carga da máquina

é definida como gargalo, e neste caso, não é indicada a Vcmc como velocidade

de referência para a otimização, pois obviamente, é necessário acelerar o

processo produtivo, mesmo com a ocorrência de custos maiores devido à

ferramenta.

Portanto, a otimização da velocidade de corte deve ser realizada em uma

situação em que sejam respeitados, ao mesmo tempo, o IME e o sistema

produtivo envolvido. O processo otimizado nesta condição apresentar-se-á,

principalmente, com a redução de custos, ou, a redução do tempo efetivo de

corte. Como a velocidade de corte otimizada foi especificada analisando-se o

cenário produtivo, com suas informações restritivas, minimiza-se assim a

possibilidade de que a nova condição de corte acarrete problemas produtivos

posteriores (Baptista, 2000).

Apesar de apresentar vantagens em sua utilização, a determinação do IME em

ambiente fabril enfrenta algumas resistências em sua aplicação por parte de


processistas e engenheiros de processo. Segundo Baptista (2000), as

principais causas desta resistência estão relacionadas à necessidade de

resolução de cálculos complexos; necessidade de análise do sistema

produtivo; realização de ensaios para a determinação da vida da ferramenta;

definição do critério adequado para o fim de vida da ferramenta; e a escolha da

velocidade de corte. Mas, talvez, a causa mais importante seja o simples

desconhecimento da técnica.

1.1. Justificativas para escolha do modelo experimental

Antes de definir a metodologia escolhida para o desenvolvimento dos

experimentos é importante que seja caracterizado o cenário em que foi

implementado as melhorias em função do desenvolvimento desse trabalho.

É claro que este trabalho possui função acadêmica, mas também se espera

que tenha um cunho prático quando ele propõe o desenvolvimento de uma

metodologia de otimização do processo. Podia, inclusive, para este caso, não

proporcionar redução dos custos, mas, uma vez consolidada e desmistificada a

sistemática, poderá ser empregada a qualquer instante em outro ponto e

circunstância.

A proposta que foi inicialmente suscitada era desenvolver, a exemplo de

estudos já realizados, e, inclusive tomados como referência para a elaboração

deste trabalho, um software especialista que pudesse ser utilizado como

ferramenta para a otimização de processos. Para tanto, algumas

considerações foram feitas:

1.1.1- Evolução quantitativa das máquinas equipadas com comando numérico computadorizado (CNC)

A fábrica de conjunto moto-propulsores (motor e transmissão) da FA

Powertrain Ltda., que é o “laboratório” para desenvolvimento dessa pesquisa,

foi implantada em 1976. Naquela época, as máquinas eram dotadas de

mecanismos de automação particulares para aquela fase do desenvolvimento

industrial: recursos mecânicos e/ou elementos lógicos programáveis (PLC).

A introdução dos comandos CNC se deu de forma gradativa na medida que

novos investimentos se faziam necessários, não exclusivamente como uma


intenção de atualização tecnológica, mas, sobretudo para atender demanda

produtiva (quantidade e qualidade).

O grande salto de investimentos de maquinário com tecnologia CNC na FA

Powertrain Ltda. ocorreu no final da década de 90, conforme representado na

Fig. 1.1.

307290285

102

555442

94

0

50

100

150

200

250

300

350

Ano

Quan

tidad

e

Quantidade Ativada 42 12 28 39 8 183 5 29Quantidade Desativada 0 0 27 0 0 0 0 12Saldo Ativo 42 12 1 39 8 183 5 17Quantidade Acumulada 42 54 55 94 102 285 290 307

1994 1995 1996 1997 1998 1999 2000 2001/03

Figura 1.1 – Evolução quantitativa das máquinas CNC na PWT.

Alguns pontos merecem destaque para interpretação da Fig. 1.1:

Em 1996 ocorreu a terceirização da linha de fabricação da Suspensão com

a alienação de 27 máquinas CNC’s, mas também foi o ano em que se

estabeleceu a nova linha de fabricação da Transmissão com a instalação de 28

novas máquinas CNC’s.

Durante o período de 1998 a 2000 foi implantada a nova linha de fabricação

de motores: Motor FIRE.

1.1.2. Diversidade de tipos de máquinas CNC

Em função da grande quantidade de operações a serem executadas, nos

diversos tipos de componentes fabricados, tem-se uma estratificação dos tipos

de máquinas empregadas conforme gráfico mostrado na Fig. 1.2.


Máquinas Convencionais

70%

Máquinas para Dentagem

14%

Máquinas Especiais5%

Máquinas para Usinagem Abrasiva

11%

Figura 1.2 – Configuração dos tipos de máquinas CNC na PWT.

1.1.3. Diversidade de tipos de comandos CNC

Além dos diversos tipos de máquinas, a evolução tecnológica que envolve o

CNC proporcionou uma gama de versões bastante variada, que depende

também da empresa que o desenvolveu, conforme Fig. 1.3.

Sinumerik 840D57%

Sinumerik 840C13%

Fanuc9%

Sinumerik 8107%

Outros14%

Figura 1.3 – Quantidade dos tipos de comandos CNC na PWT.

A escolha da especificação de um comando CNC para uma máquina depende

de muitas variáveis, entre elas: requisitos técnicos de projeto, disponibilidade

de oferta do comando no mercado, e, aspectos comerciais e corporativos.


1.1.4. Diversidade de tipos de elementos fabricados

Nem todos os componentes usinados que compõem o conjunto motopropulsor

são manufaturados nas instalações da FA Powertrain Ltda., dentre aqueles que

são produzidos internamente tem-se:

1.1.4.1. Motor (4 componentes)

Bloco Motor

Cabeçote Motor

Cabeçote Superior (Motor 16 válvulas)

Virabrequim

1.1.4.2. Transmissão (27 componentes)

Coroa Cilíndrica Diferencial

Coroa Cilíndrica Diferencial Marea

Eixo Secundário

Eixo Primário

Engrenagem da 1a Velocidade Conduzida Deslizante

Engrenagem da 2a Velocidade Conduzida Deslizante

Engrenagem Conduzida Fixa da 3a Velocidade



Coroa Sincronizadora da 3a e 4a Velocidade

Engrenagem Condutora Deslizante da 3a Velocidade

Engrenagem Condutora Deslizante da 3a Velocidade Completa


Engrenagem Condutora Deslizante da 4a Velocidade Completa


Engrenagem Satélite

Engrenagem Planetária

Engrenagem Intermediária da Marcha Ré

Luva 1a/2a Velocidade

Luva 3a /4a Velocidade

Luva 5a Velocidade

Tampa para Caixa Diferencial C-513


Caixa Diferencial C-513

Caixa Diferencial Completa C-513

Caixa Diferencial C-510

Caixa de Câmbio

Suporte União

A organização do fluxo produtivo é caracterizada por células de fabricação.

Cada célula pode produzir um único elemento ou um conjunto de elementos

com características de processo similares. As células são agrupadas em torno

de dois grandes grupos de manufatura:

Unidade Produtiva Transmissão (Oficina 29)

Unidade Produtiva Motor FIRE (Oficina 30)

Cada uma dessas unidades é subdivida por quatro células de usinagem

denominadas UTE – Unidade Tecnológica Elementar.

1.1.5. Aplicação da metodologia versus desenvolvimento de software especialista

Diante dessa rápida descrição de cenário pôde-se extrair algumas conclusões:

Caso fosse optado pelo desenvolvimento de um SE (software especialista) que

tivesse inclusive a característica de se auto-alimentar com as informações de

processo e, inclusive, comunicasse com o comando CNC da máquina para que

as otimizações ocorressem de forma dinâmica, teria que ser considerado um

tipo de máquina específica, com um comando numérico com uma versão

específica. Caso contrário, o banco de dados com todas as informações de

todos os processos seria enorme e com um grau de relações de extrema

complexidade. É claro que poderia ser exeqüível, não obstante, demandaria

muito tempo para desenvolvimento e homologação, e, possivelmente não

proporcionaria retorno financeiro compatível com o esforço empreendido, além

de provocar uma demanda de manutenção do sistema que jamais fora

imaginado dentro da estrutura fabril e organizacional atual.

Assim optou-se pelo desenvolvimento de metodologia que pressupõem

trabalhos de análises de direcionamento de esforços em circunstâncias que

vislumbrem um potencial de retorno financeiro, valorizando assim a

competência de profissionais, entre engenheiros e técnicos de processo,


responsáveis pela manutenção dos custos de ferramental, que podem optar

pelo uso e aplicação dessa metodologia em situações estratégicas.

1.2. Justificativa para escolha da máquina e da peça a ser estudada

Como já informado sobre o agrupamento dos dois grandes grupos de

manufatura, e sua respectiva subdivisão em 4 UTE’s e, diante da justificativa

anterior, tomou-se como opção o estudo da Ferramenta 660070004844 –

Inserto especial de PCBN – ver Figura 1.4. Esta escolha se deu pelo potencial

de redução de custo que este processo possibilita dado ao forte impacto na

contabilização anual dos custos, 3% dos custos da Oficina 29.

Outro ponto seria o fato dessa ferramenta pertencer a um processo de

torneamento. O torno representa, como já visto, 15% do total de máquinas

CNC da FA Powertrain Ltda.

29-1420%

29-1120%

29-1335%

Demais Ferramentas da UTE

32%

5000700045043%

29-1225%

Figura 1.4 – Distribuição do Custo de Ferramenta na Unidade Produtiva

Câmbio

Esse levantamento refere-se ao ano de 2002 que corresponde ao processo

antigo que utilizava o Torno Promecor. Como a nova máquina foi adquirida em

2003 (Torno Weisser) o novo número da ferramenta é 660070004844, que é

similar ao 500070004504 e, inclusive, mantém a mesma expectativa de

consumo. O inserto 500070004504 está sendo substituído pelo 660070004844.


1.3. Objetivos do trabalho

1.3.1. Objetivos gerais

Por meio de pesquisa bibliográfica, simulações e experimentações, investigar a

possibilidade de otimização, por meio da definição do Intervalo de Máxima

Eficiência da Velocidade de Corte (IME), do processo de torneamento de peças

endurecidas para componentes automotivos, utilizando ferramentas de PCBN

(Nitreto Cúbico de Boro Policristalino).

1.3.2- Objetivos específicos

Avaliar os mecanismos e a progressão de desgaste dos insertos utilizados

para a usinagem;

Estudar o comportamento dos parâmetros superficiais para cada variação

dos parâmetros de corte propostos;

Estabelecer as equações e curvas de Vida da Ferramenta para a melhor

monitoração e conhecimento do processo;

Determinar o Intervalo de Máxima Eficiência do Processo;

Estabelecer metodologia geral que possa ser utilizada em outros pontos

considerados como críticos.

1.4. Organização do trabalho

Este trabalho foi subdividido em capítulos. No presente, faz-se uma introdução

geral ao tema proposto, descrevendo o cenário presente e o histórico evolutivo

das máquinas operatrizes no chão-de-fábrica e os objetivos propostos.

No capítulo 2, é apresentada uma revisão bibliográfica sobre a usinagem e a

otimização do processo. São abordados temas relacionados aos fundamentos

da usinagem, otimização do processo por meio do intervalo de máxima

eficiência, materiais para ferramentas de corte e integridade superficial. Neste

capítulo objetivou-se proporcionar um entendimento básico dos aspectos


relevantes ao trabalho de modo a facilitar a compreensão dos comportamentos

observados nos ensaios experimentais.

No capítulo 3 são descritos os procedimentos experimentais, onde são

apresentados a metodologia, os equipamentos e os materiais necessários para

a realização do trabalho, além dos instrumentos de medição utilizados.

No capítulo 4 são apresentados e discutidos os resultados obtidos nos testes

experimentais de usinagem, de otimização e de avaliação das ferramentas no

microscópio eletrônico de varredura.

No capítulo 5 são apresentadas as conclusões obtidas a partir do trabalho

realizado.

No capitulo 6 são feitas sugestões para trabalhos futuros, onde são

apresentadas propostas para novas investigações a serem realizadas de modo

complementar o presente trabalho.

As Referências Bibliográficas citadas, utilizadas para a realização deste

trabalho, são apresentadas no capítulo 7.

Capítulo 2

Revisão da Literatura

Neste capítulo são apresentados os conceitos relevantes para o entendimento

do trabalho. Para tornar mais didático ele foi dividido em itens, conforme

descritos a seguir:

2.1- Introdução

Desde os primórdios da civilização o homem vem utilizando diversas técnicas

de transformação buscando adequar a natureza a uma condição de vida mais

confortável. Dentre essas técnicas, desde as mais rudimentares, uma das mais

antigas e importantes é a Usinagem – processo de transformação de uma

determinada matéria prima em produto acabado por meio da retirada do

material excedente com a utilização de uma ferramenta cortante. Um dos

exemplos mais simples seria a escultura, onde a matéria prima (pedra, argila

etc.) é transformada em uma obra prima acabada, a ferramenta de corte é a

talhadeira.

Economicamente a usinagem passou a ter importância a partir do início da

fabricação do aço, em meados do século XVIII. Tomou maior impulso com a

fabricação do aço rápido (uma liga de aço especialmente utilizada na

manufatura das ferramentas e utensílios de corte) na virada do século XX. A

partir daí a evolução da usinagem se deu de forma vertiginosa, caracterizada

incisivamente pelo desenvolvimento tecnológico das ferramentas de corte.

Atualmente existe uma grande diversidade de ferramentas de corte,

considerando tanto os aspectos geométricos quanto aqueles relacionados ao

seu material constitutivo, o que gera vasta gama de aplicabilidade bem

11

Capítulo 2 – Revisão da Literatura 12

específica. Diante deste quadro, o problema é gerenciar essa diversidade

preservando a integridade de cada uso.

2.2- Noções de torneamento

Segundo Trent e Wright (2000), a operação básica de torneamento consiste na

fixação da peça de trabalho no torno mecânico pela placa ou qualquer outro

sistema alternativo de fixação e rotacionada. A ferramenta é fixada em local

específico da máquina (porta-ferramenta, torre etc.) e é movimentada

sincronizadamente a uma velocidade constante ao longo do eixo da barra,

retirando uma camada de material formando um cilindro, uma superfície ou um

perfil mais complexo, a figura 2.1 demonstra esquematicamente o

torneamento.

Figura 2.1 – Desenho esquemático de uma usinagem por torneamento (Machado e Silva, 1999).

A velocidade de corte (vc) é a taxa na qual a aresta de corte da ferramenta

percorre a superfície de trabalho não usinada, usualmente é expressa em

(m/min). O avanço (f) é a distância percorrida pela ferramenta na direção do

eixo axial em cada revolução de trabalho. A profundidade de corte (ap) é a

espessura do material removido da barra, medida na direção radial. O produto

dessas três grandezas representa a Taxa de Remoção de material, um

parâmetro sempre usado na medida da eficiência da operação de corte.

pc afvTr ××= (2.1)

A Velocidade de Corte e o Avanço são os parâmetros mais importantes que

podem ser ajustados pelos operadores de máquinas a fim de se obter uma

otimização das condições de corte. Já a profundidade de corte é


frequentemente fixada pelas dimensões iniciais do material e as finais do

produto.

As velocidades de corte para usinagem de materiais metálicos estão

normalmente compreendidas na faixa de 3 e 200 m/min, no entanto, nos

modernos processos de HSM – High Speed Machining (Usinagem à Altas

Velocidades), estas velocidades podem ser superiores à 3500 m/min quando

se usina ligas de alumínio. A rotação (RPM) da árvore é normalmente

constante durante uma operação simples, assim em usinagens de formas mais

complexas a velocidade de corte varia à todo instante com o diâmetro que está

sendo cortado. Na ponta da ferramenta a velocidade de corte é sempre menor

do que na superfície externa do material, na prática esta diferença é muito

pequena por isso é considerada constante ao longo de todo gume cortante da

ferramenta. Modernas máquinas com controle numérico têm a capacidade de

manter constante a velocidade de corte por meio da variação da rotação

quando o diâmetro da peça muda.

2.3- Principais grandezas físicas no torneamento

As principais propriedades relacionadas aos movimentos no torneamento

podem ser definidas como:

2.3.1- Velocidade

2.3.1.1- Conceitos físicos

Simplificadamente pode-se definir a velocidade (V) como uma grandeza

vetorial, portanto, com módulo, direção e sentido específicos, que relaciona um

determinado espaço percorrido (d) com seu respectivo tempo de percurso (t).

Com relação a trajetória, no âmbito desse trabalho, a velocidade se classifica

em dois tipos:

Velocidade Linear;

Velocidade Angular (Rotação).

A Velocidade Linear é definida como a razão entre o deslocamento linear e o

tempo decorrido no deslocamento.


TempotoDeslocamenvLinear = , (2.2)

Considerando esta velocidade como média,

txv∆∆

= (2.3)

A Velocidade Angular é definida como a razão entre o deslocamento angular e

o tempo decorrido no deslocamento, e tem como unidade o radiano por

segundo (rad/s).

TempoÂnguloVAngular = , (2.4)

A Velocidade Angular de um eixo rotativo, está relacionada com a sua

frequência de rotação. A frequência “f” significa o número de rotações na

unidade de tempo. Assim, uma rotação (2π rad) tem uma duração de 1/f s:

f12π

=ω , simplificando: (2.5)

f2π=ω (2.6)

2.3.1.2- Velocidade nos processos de usinagem

A figura 2.2 mostra a representação vetorial das velocidades em usinagem,

para torneamento e fresamento tangencial.

Figura 2.2 – Representação vetorial das velocidades na usinagem (Machado e

Silva, 1999).

A Velocidade de Corte (vc) é o resultado do deslocamento da ferramenta diante

da peça. A Velocidade de Corte é a velocidade tangencial instantânea


resultante da Rotação da ferramenta em torno da peça, onde os movimentos

de corte ocorrem concomitantemente.

1000n.d.Vc

π= (2.7)

onde: vc = velocidade de corte (m/min)

d = diâmetro considerado (ferramenta para fresamento, peça para

torneamento) (mm)

n = rotação (rpm)

Avanço (f) é o percurso de avanço em cada volta ou em cada curso da

ferramenta.

A Velocidade de Avanço (vf) é o produto do Avanço pela Rotação da

Ferramenta, considerando:

d.v.1000n c

π= , como: (2.8)

n.fv f = ,então teremos: (2.9)

f.d.v.1000v c

f π= (2.10)

onde: f = avanço (mm/rotação)

vf = velocidade de avanço (mm/min)

2.3.1.3- Medição da Rotação

Os instrumentos usados para medir a velocidade angular de eixos rotativos são

chamados Tacômetros. Existem dois tipos principais de tacômetros, os

mecânicos e os elétricos. Uma das principais diferenças entre os dois tipos é a

potência retirada do eixo que gira – os mecânicos em geral tomam mais

potência do eixo rotativo. Isso significa que a velocidade de rotação do eixo

pode ser significativamente reduzida quando um tacômetro mecânico é

utilizado (Figliona e Beasley, 1995).


As figuras 2.3 à 2.10 mostram os principais tipos de Tacômetro (Bolton, 1988):

Figura 2.3 - Regulador Watt. Figura 2.4 - Tacômetro de corrente parasita.

Figura 2.5 – Tacogerador. Figura 2.6 - Tacômetro captação sinal digital: Indutivo.

Figura 2.7 - Tacômetro captação sinal digital: Figura 2.8 – Estreboscópio.

Fotoelétrico.

Figura 2.9 - Disposição do Sistema de Medição nas máquinas CNC.


Figura 2.10 - Medição da Rotação nas máquinas convencionais.

2.3.1.4- Medição do Avanço

As medição do Avanço pode ser feita de forma direta ou indireta, conforme

figura 2.11 (IFAO, 1984).

Figura 2.11 – Tipos de medição do avanço: à direita Direta, à esquerda Indireta

(IFAO, 1984).

Na Medição Direta é utilizada uma escala de medição que está montada no

carro ou na mesa da máquina. As imprecisões dos eixos e dos acionamentos

não tem nenhuma influência nos resultados das medições. Um sistema ótico

de medição toma a divisão de rastros da escala transformando esta informação

em um sinal elétrico e enviando-o ao comando.

Na Medição Indireta de posicionamento o curso é tomado pelo giro do fuso. O

sistema de medição rotativo registra o movimento do giro do disco de impulso

transformando esta informação em um sinal elétrico e enviando-o ao comando.

2.3.2- Largura de Corte

É a largura calculada da área da seção transversal de um cavaco a ser

removido, medida perpendicularmente à direção de corte, calculada conforme

norma NBR 6162/1989 da ABNT:


)(Sena

br

p

χ= (2.11)

onde: b = largura de corte (mm)

ap = profundidade de corte (mm)

χr = ângulo de posição da ferramenta de corte (°)

2.3.3- Espessura de Corte

É a espessura calculada da área da seção transversal de um cavaco a ser

removido, medida perpendicularmente à direção de corte, calculada conforme

norma NBR 6162/1989 da ABNT:

)(Senfh rχ⋅= (2.12)

onde: h = espessura de corte (mm)

2.3.4- Força e Potências de Corte

A ação da ferramenta na peça nas operações de torneamento gera esforços

que absorvem potência fornecida pela máquina-ferramenta.

As duas principais componentes de força que atuam sobre a ferramenta de

corte são a força de corte (Fc) e a força de avanço (Ff). Entretanto a (Pc) pode

possuir, conforme demonstrado por Diniz et al. (1999), em situações extremas,

um valor até 1000 vezes maior que a Potência de Avanço (Pf) que por este

motivo, pode ser desprezada no cálculo da potência fornecida pela máquina

numa operação de torneamento. Pode-se calcular a (Fc) e a (Pc) através das

equações:

z11Sc hbKF −⋅⋅= (2.13)

onde: Fc = força de corte (kgf)

KS1 = constante de Kienzle

1-z = expoente de Kienzle


60vFP cc

c⋅

= (2.14)

onde: Pc = potência de corte (w)

Fc = força de corte (N)

vc = velocidade de corte (m/min)

2.4- Ciclos e Tempos de Usinagem

O ciclo de usinagem de uma peça, pertencente a um lote de Z peças, é

constituído diretamente pelas seguintes fases (Ferraresi, 1977; Diniz et al.,

1999):

1. Colocação e fixação da peça

2. Aproximação e posicionamento da ferramenta

3. Corte

4. Afastamento da ferramenta

5. Inspeção, se necessário, e retirada da peça

Além dessas fases tomam parte indiretamente no ciclo de usinagem:

6. Preparo da máquina

7. Remoção da ferramenta para sua substituição

8. Recolocação e ajustagem da nova ferramenta

Cada uma das fases acima pode ser denominada conforme a nomenclatura

seguinte:

tt = tempo total de usinagem de uma peça

tc = tempo de corte (fase 3)

ts = tempo secundário (fases 1 e 5)

ta = tempo de aproximação e afastamento (fases 2 e 4)

tp = tempo de preparo da máquina (fase 6)

tft = tempo de troca da ferramenta (fases 7 e 8)

O tempo total de usinagem de uma peça, dentro de um lote de Z peças, será:

fttp

asct t.ZN

Zt

tttt ++++= (2.15)


onde: Nt = número de trocas da ferramenta para a usinagem do lote

( ) ( )c

ttt tT.1NZ.1NZ +=+= (2.16)

1Tt.ZN c

t −= (2.17)

onde: Zt = número de peças usinadas durante a vida T de uma ferramenta.

Substituindo a equação 2.17 na equação 2.15, tem-se:

ftc

ftp

ascftcp

asct t.Ttt.

Z1

Zt

tttt.Z1

Tt

Zt

tttt +⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+++=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++=

(2.18)

Pode-se observar na equação 2.18 que o tempo total de usinagem de uma

peça pode ser dividido em 3 parcelas, isto é:

21ct tttt ++= (2.19)

onde: tc = tempo de corte, que diminui com o aumento da velocidade de corte.

t1 = tempo improdutivo, referente à colocação, inspeção e retirada da

peça, aproximação e afastamento da ferramenta, substituição da

ferramenta e preparo da máquina para a usinagem de um lote, que é

independente da velocidade de corte.

t2 = tempo relacionado com a troca da ferramenta. Quanto maior a

velocidade de corte, menor a vida da ferramenta e maior é o número

de paradas da máquina para substituição da mesma e vice-versa.

Portanto, maior também esta parcela.

2.4.1- Velocidade de Corte de Máxima Produção

Velocidade de Corte de Máxima Produção (vcmxp) é a velocidade de corte em

que o tempo total de confecção de uma peça (tt) é mínimo. Para o torneamento

cilíndrico tem-se:

ccff t.n.ft.vl == (2.20)

A rotação da peça é dada por

d.v.1000n c

π= (2.21)

Assim, tem-se, no torneamento cilíndrico, que


c

fc vf1000

ldt⋅⋅⋅⋅π

= (2.22)

onde: tc = tempo efetivo de corte (min)

lf = percurso de avanço (mm)

d = diâmetro da peça (mm)

f = avanço de corte (mm/giro)

Substituindo-se a equação 2.22 na 2.18, tem-se:

ftc

fft

pas

c

ft t

T.vf1000d.lt.

Z1

Zt

ttvf1000

d.lt ⋅⋅⋅⋅π

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+++

⋅⋅⋅π

= (2.23)

Considerando a equação de Taylor:

xcvKT = (2.24)

E substituindo na equação 2.23, tem-se:

ft

1xcfp

asc

ft t

Z1

Kf1000v.d.l

Zt

ttvf1000

d.lt ⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⋅⋅⋅π

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++

⋅⋅⋅π

=−

(2.25)

Comparando a equação 2.25 com a 2.18 percebe-se que as 3 parcelas que

constituem o tempo total de confecção de 1 peça tem os seguintes valores:

c

fc vf1000

ldt⋅⋅⋅⋅π

=

Zt

Zt

ttt ftpas1 −++=

ft

1xcf

2 tKf1000

v.d.lt ⋅⋅⋅

⋅π=

−

A figura 2.12 apresenta a variação dessas 3 parcelas em função da velocidade

de corte. Vê-se na figura que, como citado anteriormente, o tempo de corte

diminui com o crescimento da velocidade de corte, o tempo t1 é independente

da velocidade e o tempo t2, relativo à troca da ferramenta, aumenta com a

velocidade de corte (Diniz et al., 1999).


Figura 2.12 – Tempo de produção por Peça x Velocidade de Corte (Diniz et al.,

1999).

O valor da velocidade de máxima produção (mínimo tempo de produção) é o

ponto mínimo da função expressa na equação 2.25. Admitindo-se o avanço e a

profudidade de usinagem constantes, para se obter o mínimo desta função,

faz-se:

0tKf1000

vd.l).1x(vf1000

d.ldvdt

ft

2xcmxpf

c

f

c

t =⋅⋅⋅

⋅−+

⋅⋅⋅π

−=−

0tKv)1x(

v1

ft

2xcmxp

cmxp

=⋅⋅−

+−−

Logo, a velocidade de máxima produção pode ser dada por:

( )x

ftcmxp t.1x

Kv−

= (2.26)


2.5- Custos em Operações de Torneamento

O custo final de uma peça é composto por duas diferentes parcelas, uma

referente aos custos diretos e outra relativa aos custos indiretos do processo.

Os custos indiretos não serão considerados neste trabalho por envolverem

variáveis que podem ou não existir em empresas distintas, portanto,

considerar-se-á somente os custos diretos, cujos componentes envolvidos

podem ser facilmente identificados (Baptista, 2000).

Para o cálculo dos custos diretos três parcelas são identificadas no cálculo do

custo de produção por peça, sendo elas, o custo relativo a mão de obra, Kus,

relativo à máquina-ferramenta, Kum, e relativo à ferramenta, Kuf. O custo de

produção por peça pode ser calculado pela Eq. (2.27).

ufumusp KKKK ++= (2.27)

Onde: Kp = custo de produção por peça (R$ / Peça);

Kus = custo de mão de obra envolvidos na usinagem (R$ / peça);

Kum = custo da máquina-ferramenta (R$ / Peça);

Kuf = custo das ferramentas (R$ / Peça);

O custo de mão de obra pode ser calculado pela Eq. (2.28):

60S.tK h

tus = (2.28)

Onde: Sh = salário e encargos do operador (R$ / hora);

Para o cálculo do custo da máquina-ferramenta utiliza-se o salário máquina,

que é obtido por meio da Eq. (2.29):

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −= j.K.EK

MVj.

Mi.VV

H1S emmc

mimmimim (2.29)

Onde: Sm = salário máquina (R$ / hora);

H = número de horas de trabalho previstas por ano;

Vmi = valor inicial de aquisição da máquina-ferramenta (R$);

im = idade da máquina–ferramenta (anos);


M = vida prevista para a máquina-ferramenta (anos);

j = taxa anual de juros;

Kmc = custo de conservação da máquina por ano (R$ / ano);

Em = espaço ocupado pela máquina-ferrarnenta (m2);

Ke = custo do m2 ocupado pela máquina–ferramenta (R$ / m2 .ano);

O valor do custo da máquina-ferramenta é calculado pela Eq. (2.30):

mt

um S.60tK = (2.30)

Logo se tem:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −= j.K.EK

MVj.

Mi.VV

60.HtK emmc

mimmimi

tum (2.31)

Considerando a utilização de pastilhas intercambiáveis como ferramenta de

corte, o custo de cada aresta da ferramenta pode ser calculado pela Equação

(2.32):

s

pi

fp

sift N

KNVK += (2.32)

Onde: Kft = custo de cada aresta de corte do inserto (R$);

Vsi = custo de aquisição do porta-ferramenta (R$);

Nfp = vida média para o porta-ferramenta em número de trocas;

Kpi = custo de aquisição do inserto (R$);

Ns = número de arestas de corte disponíveis em cada inserto;

Assim, o custo da ferramenta por peça pode ser calculado com a Equação

(2.33):

t

ftuf Z

KK = (2.33)

onde: Zt = número de peças usinadas por vida da ferramenta.


2.5.1- Vida econômica da ferramenta

Substituindo as Equações (2.28), (2.30) e (2.33) na Eq. (2.27), tem-se:

ftc

mht

t

ftmt

htp K.

Tt)SS.(

60t

ZK

60S.t

60S.tK ++=++= (2.34)

Substituindo a Equação (2.25), que expressa o valor de tt na Eq. (2.34) e

fazendo-se as passagens necessárias tem-se:

( ) ( ) ( )⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++++++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −= mh

ftft

cmh

cmh

tp SS.

60tK.

TtSS.

60tSS.

Z1

60tK (2.35)

Considerando,

mh2 SSC +=

e também,

( )mhft

ft3 SS.60tKC ++=

3c

2c

1p C.TtC.

60tCK ++= (2.36)

Onde: C1 = constante independente da velocidade de corte em R$ / peça;

C2 = soma das despesas com mão de obra e com máquina em R$/hora;

C3 = constante de custo relativo à ferramenta.

Substituindo a equação 2.22 na equação 2.36, tem-se:

3c

f2

c

f1p C.

T.v.f.1000l.d.C.

v.f.1000.60l.d.CK π

+π

+= (2.37)

Substituindo T da equação de Taylor 2.24, na equação 2.37 tem-se:

3

1xcf

2c

f1p C.

K.f.1000v.l.d.C.

v.f.1000.60l.d.CK

−π+

π+= (2.38)


Analogamente à equação de tempo total de usinagem por peça (tt), o custo de

usinagem de uma peça (Kp) se compõe de 3 parcelas, mostradas na Figura

(2.13). O primeiro termo C1 independente da velocidade de corte. O segundo

termo diminui a medida que a velocidade cresce, já que (x-1) o expoente a que

a velocidade está elevado na equação 2.38 é sempre maior que zero (Diniz et

al., 1999).

Figura 2.13 – Custo por Peça x Velocidade de Corte (Ferraresi, 1977; Diniz et

al., 1999).

O valor mínimo de Kp (admitindo-se f e ap constantes), obtem-se quando a

derivada da expressão 2.38 em função da velocidade de corte for nula. Assim:

0C.K.f.1000v.l.d.).1x(C.

v.f.1000.60l.d.

dvdK

3

2xcf

22c

f

c

p =π−

+π

=−

Logo, a velocidade de corte de mínimo custo será:

x

3

2cmc C).1x.(60

K.Cv−

= (2.39)

Diferentemente da expressão da velocidade de máxima produção, a expressão

para velocidade de mínimo custo possui parâmetros de mais difícil obtenção no

processo produtivo, conforme pode ser visto pelo cálculo das constantes C1 e

C2, que substituindo na Eq. (2.39), tem-se:


( )

( )

x1

ftmh

ft

mhcmc

t.60

SSK.1x.60

SS.Kv

⎪⎪⎭

⎪⎪⎬

⎫

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

+−

+= (2.40)

2.6- Intervalo de Máxima Eficiência – IME

2.6.1- Conceituação

O Intervalo de Máxima Eficiência, IME, é definido pelas velocidades de corte de

mínimo custo, vcmc, e de máxima produção, vcmxp, sendo que com a vcmc obtêm-

se o menor custo por peça em um processo de usinagem, pode ser calculado

pela Eq. (2.40). Já a vcmxp permite a obtenção de menor tempo de fabricação e

pode ser calculada pela Eq. (2.26) (Rodrigues et al., 1987). O IME está

representado na Fig. 2.14.

Figura 2.14 - IME – Intervalo de Máxima Eficiência (Diniz et al., 1999).

Considerando a utilização de ferramental com sistema de troca rápida, em que

o tft possui valores muito pequenos, ou sistemas flexíveis de fabricação, em

que o mesmo pode até possuir valor igual a zero, o produto de tft pela soma do

Sh mais Sm fica desprezível em relação ao custo da ferramenta (Eq. 2.40).

Neste caso, obtêm-se a vcmcLim, que é a velocidade de corte de mínimo custo

limite, que nunca será menor que a vcmc. e nunca maior que vcmxp. A vcmcLim

pode ser calculada pela equação abaixo (Malaquias, 1999).


( )( )

x1

ft

mhcmcLim K.1x.60

SS.Kv⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

−+

= (2.41)

2.6.2- Determinação do IME

O IME pode ser determinado com a realização de ensaios de usinagem em

laboratório ou em ambiente fabril, determinando-se a constante K e o expoente

x da equação de vida da ferramenta definida por Taylor, expressa na equação

2.24 (Diniz et al., 1999).

2.6.3- Metodologia para Determinação do IME

A metodologia para a realização dos ensaios que permitem a determinação do

IME consiste em (Rodrigues et al., 1987):

A) Determinar os parâmetros de corte de acordo com os procedimentos em

uso por parte do responsável pela elaboração do processo de usinagem,

como a adoção de valores sugeridos por catálogos de fabricantes de

ferramentas, com base na experiência do operador, ou até mesmo,

recuperando-se valores armazenados em banco de dados oriundos de

experimentos anteriores. Observa-se que os valores da profundidade de

corte, ap, e do avanço de corte, f, adotados devem possuir os valores

máximos possíveis em relação às restrições inerentes ao sistema máquina-

ferramenta-peça.

B) Iniciar a usinagem do primeiro lote de peças com a velocidade de corte, vc1,

até que o final da vida da aresta da ferramenta seja decretado por um

critério previamente estabelecido. Anotar a vida da ferramenta obtida para a

primeira velocidade de corte;

C) Calcular a segunda velocidade de corte, vc2, que deve possuir um valor de

±20% em relação à vc1 (Pallerosi e Cupini, 1975). Em seguida deve-se

iniciar a usinagem do segundo lote de peças até que o final da vida da

aresta da ferramenta seja decretado, pelo mesmo critério anterior. Anotar a

vida da ferramenta obtida para a segunda velocidade de corte;


D) Após a realização da usinagem obtêm-se os valores da vida da ferramenta

expressos em minutos, T, em número de peças, Zt, ou em, comprimento de

corte, vc, os quais são utilizados nos cálculos da constante K e do

coeficiente x da equação de vida de Taylor. Para a vida expressa em

minutos deve-se utilizar as Eq. (2.42) e (2.43).

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

=

1c

2c

2

1

VVlog

TTlog

x (2.42)

Onde: T1 = vida da aresta da ferramenta expressa em tempo para Vc1 (min);

T2 = vida da aresta da ferramenta expressa em tempo para Vc2 (min);

vc1 = primeira velocidade de corte (m/min);

vc2 = segunda velocidade de corte (m/min);

x1c1 v.TK = (2.43)

Para vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças deve-se

utilizar as Eq. (2.44) e (2.45).

1

vvlog

ZZlog

x

1c

2c

2t

1t

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

= (2.44)

Onde: Zt1 = vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças para

vc1;

Zt2 = vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças para

vc2;

x1c1c1t v.t.ZK = (2.45)

Onde: tc1 = tempo efetivo de corte para Vc1 (min);

Para vida da aresta da ferramenta expressa em comprimento de corte, deve-se

utilizar as Eq. (2.46) e (2.47).


1

VVlog

lllog

x

1c

2c

2c

1c

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

= (2.46)

Onde: lc1 = vida da aresta da ferramenta expressa em comprimento de corte

para vc1 (m);

lc2 = vida da aresta da ferramenta expressa em comprimento de corte

para vc2 (m);

x1c1c

cp

1c v.t.llK = (2.47)

Onde: lcp = comprimento de corte de uma peça (m);

E) Calcular as velocidades de corte que constituem o IME, utilizando as Eq.

(2.26), (2.40) e (2.41), as quais devem pertencer ao intervalo utilizado no

ensaio, podendo-se ainda, respeitar uma tolerância de ±10%, salvo para a

vcmxp, que devido a influência do tft, pode atingir valores muito altos.

2.7- Usinagem de Aços Endurecidos

Convencionalmente, o processo de fabricação de uma peça de aço endurecido

inicia-se com a usinagem da mesma a partir da matéria prima no estado

recozido. A peça é usinada próxima de sua forma final, temperada e revenida

para a dureza escolhida, e então novamente usinada para as dimensões e

tolerâncias finais por meio do processo de retificação. O advento de

ferramentas de nitreto cúbico de boro policristalino (PCBN) a partir dos anos 70

resultou em um rápido avanço na tecnologia de usinagem de materiais

endurecidos. Sua alta dureza a quente e relativamente baixa solubilidade no

ferro torna o PCBN adequado para o corte de aço endurecidos. Com isso rotas

alternativas de processamento podem ser utilizadas. A matéria prima da peça

pode ser tratada termicamente para se obter dureza e propriedades mecânicas

desejadas, e então usinada para sua forma final, eliminando operações

subsequentes de retífica.


Principais benefícios do emprego do torneamento de peças endurecidas em

relação à retificação (Sreejith et al., 2000; Fleming et al., 2000; Nakai et al.,

1991):

Flexibilidade de processos;

Aumento na capacidade produtiva;

Redução dos tempos de usinagem;

Redução na emissão de poluentes;

Menor consumo de energia por volume de material usinado

Possibilidade de reciclagem dos cavacos;

Uso opcional de um refrigerante, ou a sua eliminação;

Redução no tempo de troca do ferramental;

Eliminação do risco de danos de origem térmica (queima da peça);

Máquinas-ferramentas de menor custo.

2.8- Ferramentas de Corte

2.8.1- Generalidades

Segundo Blanpain (1987), a ferramenta é uma das primeiras criações do

homem. Pode ser definida nos seguintes termos: Ferramenta ou utensílio é o

instrumento que operário ou artesão maneja para o exercício de sua profissão.

Sendo desconhecida a origem da raça humana, a paleontologia não pode

registrar a existência dos primeiros homens sem associá-los aos testemunhos

materiais de suas atividades.

Os vestígios de uma era que se remonta a cem mil anos antes da atual,

mostram que nossos antepassados haviam utilizado sucessivamente sete

materiais para fabricar armas e ferramentas, primeiro a madeira e as conchas,

depois pedra e terra, e por último os metais (cobre, bronze e ferro).

Desde o começo da indústria, o homem cortou ramas para diversos fins,

particularmente para fabricar martelo, varas para montar flechas, cabos de

ferramentas etc. Tendo que retirar a casca dessas ramas para deixá-las mais

lisas e cômodas para se segurar e empunhar sem ferir as mãos. Os nós foram

raspados e cortados valendo-se de conchas e carcaças cortantes.


Os antigos não conheciam o ferro e o aço, pelo que foi demonstrado,

utilizavam ferramentas de bronze.

Por todos os tempos ferramentas tem tido uma importância primordial na vida

do homem. A prova é a classificação estabelecida para o estudo da pré-

história. Esta classificação, que se estendeu por muitos anos, comprova um

estado nitidamente determinado da civilização, pelo aprimoramento das

ferramentas.

As ferramentas modificaram suas formas e se multiplicaram ao longo dos

tempos, porém suas características fundamentais se conservaram. Assim

sendo percebe-se em certas cunhas, nos primórdios das técnicas, a existência

de alguns ângulos que nada mais são que os predecessores dos atuais

ângulos de corte e incidência (folga).

No período neolítico as ferramentas se aprimoraram, o homem seguiu

talhando, esculpindo, porém, já inicia a utilização da técnica do polimento.

Durante muito tempo se utilizaram ferramentas de ferro, depois aço. Os

artesãos as sustentavam na mão, até o surgimento dos suportes portas

ferramentas, cerca de 1795.

Por fim, o processo realizado na elaboração e refino do aço, permitiu a

fabricação de aços carbono utilizados para a construção de ferramentas de

corte. Estas receberam o nome de ferramentas de aço fundido, porque sua

elaboração era efetuada em cadinhos.

Durante muitos anos, os artesãos confeccionaram eles mesmos as ferramenta

que lhes eram necessárias. Esta fabricação era um segredo familiar, como

alquimia, não eram conhecidas nem pelos sábios nem pelos físicos de outrora.

O estudo científico de ferramentas é inferior à um século.

Mesmo as teorias de Taylor, que versavam principalmente sobre o meio de

economizar tempo, constituem, ainda hoje, a base da utilização racional das

ferramentas.

2.8.2- Classificação

Uma das formas de classificação das ferramentas é pelo material, no entanto,

não se pode afirmar que exista uma classificação geral ou universal. Com base


nos seus característico químicos, eles podem ser agrupados da seguinte

maneira (Diniz et al., 1999):

Aço carbono;

Aço semi-rápido (baixo teor de W);

Aços rápidos fundidos ou sinterizados (com ou sem revestimento);

Aços super rápidos (elevado teor de V);

Ligas fundidas;

Metal duro (com ou sem revestimento);

Cermet (com ou sem revestimento);

Cerâmicas;

Ultraduros: PCD (Polycrystalline Compact Diamond) e PCBN

(Polycrystalline Cubic Boron Nitride);

Diamante natural.

As principais propriedades físico-químicas inerentes à ferramentas decorrem

do seu material constitutivo, entre elas:

Alta dureza;

Tenacidade;

Resistência ao desgaste;

Resistência à compressão;

Resistência ao cisalhamento;

Manutenção das propriedades mecânicas à altas temperaturas;

Resistência ao choque térmico;

Resistência ao impacto;

Inércia química.

Uma ferramenta para ser utilizada deve passar por um processo prévio de

preparação, montagem e ajuste, portanto pode-se dizer que as ferramentas

possuem uma característica de modularização, para ser montada deve-se

compor o módulo ou conjunto. Normalmente um conjunto de ferramenta é

constituído pela montagem de mais de um subtipo de ferramenta.

Na prática, as indústrias estabelecem critérios para classificar as ferramentas

quanto à funcionalidade, conforme mostrado na Fig. 2.15:


Corte

Interface Acessório Cortante

Adaptador Barra

Bedame Broca Inserto

Cápsula Cartucho

Corpo Corpo Brocha

Flange Fresa Inserto

Haste Luva

Mandril Prolongador Porta Inserto

Alavanca Anel

Arruela Batente Bucha Calço

Chaveta Cunha Esfera

Espaçador Grampo

Guia Mola

Parafuso Pino Pinça Porca

Quebra-Cav. Sapata Suporte Tirante

Alargador Alisador Bedame

Bits Brocha

Se ha Fresa Caracol

Pe a

gm. Broc

Escareador Faca Chanfr. Faca Fellows Faca Rebarb. Faca Shaving

Fresa Inserto Lâmina

Lima Macho nte Rosc

Rebaixador

Interface Acessório Cortante

Haste Mandril

Anel Cone Mola

Parafuso Pinça Pino

Porta Régua Régua MD

Sapata

Chipe Abras. Disco Corte Dressador

Escova Abr. Granalha

Grão Abras. Lima Abras. Pasta Abras.

Lixa Rebolo

Roda Polim.

Abrasiva

Ferramentas

Figura 2.15 – Exemplo Prático de Classificação de Ferramentas.

A importância dessa classificação é mais organizativa que científica.

Na Figura 2.16 é mostrado um exemplo de configuração de conjunto.

Figura 2.16 – Exemplo de Composição de um Conjunto de Ferramentas.


2.9- CBN – Nitreto Cúbico de Boro

O Nitreto Cúbico de Boro, CBN (Cubic Boron Nitride), está classificado dentre

os materiais considerados Ultraduros, ou seja, com dureza superior à 3000

MPa. Foi produzido pela primeira vez nos anos 50, mas somente no final da

década de 70 é que eles entraram competitivamente no mercado de

ferramenta de corte (Machado e Silva, 1999).

2.9.1- Obtenção do nitreto cúbico de boro

O Nitreto Cúbico de Boro é um material sintético obtido por reação química. À

partir do composto BN (Boron Nitride, ou nitreto de boro), que tem uma

estrutura hexagonal com aproximadamente um número igual de átomos de

boro e nitrogênio arranjados alternadamente. Este composto tem estrutura

cúbica hexagonal e, como o carbono que pode ser transformado de estrutura

hexagonal (grafite) para estrutura cúbica (diamante), também o boro pode

passar por transformação similar, através de um processo com pressões de

5000 a 9000 MPa e temperaturas de 1500oC a 1900oC, na presença de um

catalisador (geralmente o lítio) (Diniz et al, 1999). A evolução do arranjo

atômico do BN é mostrado na Fig. 2.17.

Figura 2.17 – Arranjo dos átomos do nitreto de boro (DeVries, 1972).

Os policristais de CBN são obtidos pelo processo de metalurgia do pó, usando

monocristais de CBN. Novamente deve-se adicionar catalisadores para

acelerar a sinterização. Naturalmente, durante o tratamento térmico, toda a

massa do produto deve estar contida dentro da fase cúbica do respectivo

diagrama de equilíbrio para evitar reversão da fase cúbica em hexagonal.

Neste processo, pode-se obter uma variedade imensa de produtos.


2.9.2- Síntese do policristalino

Quando uma massa de partículas metálicas é aquecida ocorre a sinterização

nas pontas de contato entre partículas e superfícies adjacentes. O processo

consiste em obter uma uniforme distribuição dos constituintes em toda a

massa. Numa prática similar, conforme esquema mostrado na Fig. 2.18, é

possível fazer cristais de Nitreto Cúbico de Boro (CBN) sinterirazem juntos, de

tal modo a gerar uma massa policristalina.

Alta Temperatura

Alta Pressão

Carbeto de Tungstênio

Partículas de CBN

Figura 2.18 – Esquema da Obtenção do Policristalino (De Beers, 1998).

Sinterizando partículas ao mesmo tempo é, portanto, possível obter um

conglomerado de CBN em que, cristais anisotrópicos orientados

aleatoriamente são combinados para produzir uma massa isotrópica.

2.9.3- Constituição

A constituição clássica da ferramenta de PCBN é:

1) Partículas de CBN;

2) Partículas de material de segunda fase ou aglomerante;

3) Substrato.

Podem ser utilizadas partículas de CBN de diversos tamanhos variando para

cada fornecedor, combinado, pela sinterização, a uma segunda gama de

materiais denominados aglomerantes ou materiais de segunda fase que

também podem ser encontrados em diversos tamanhos de grãos. Estas

ferramentas podem ser encontradas apenas com uma camada de 0,5 a 1,0

mm, que são brasadas geralmente num substrato de Metal Duro (WC+Co), ou

então, muito raramente como ferramentas totalmente sólidas.


Os materiais da segunda fase ou aglomerantes podem ser: Metal ou Cerâmico.

A percentagem de CBN e o tamanho do grão é que irão caracterizar os tipos

de ferramentas de PCBN. Na Figura 2.19, por meio da micrografia, são

mostradas as combinações de diversos elementos constitutivas do CBN.

Figura 2.19 – Micrografia de diferentes tipos de PCBN (De Beers, 1998).

2.9.4- Propriedades

Dentre as propriedades do PCBN, algumas são muito vantajosas no que diz

respeito à sua utilização em ferramentas de usinagem, são elas:

Dureza: Possui altíssima dureza, somente superada pelo diamante, sendo

quase duas vezes a dureza da alumina.

Tenacidade: Sua tenacidade é similar ao material cerâmico baseado em

nitretos e cerca de duas vezes a da alumina.

Estabilidade Termoquímica: O PCBN é quimicamente mais estável que o

diamante, podendo, portanto, usinar ligas ferrosas sem o problema de

grande desgaste por difusão. O CBN é estável até temperaturas da ordem

de 1200°C.

Na Figura 2.20 mostra-se a comparação da dureza e da resistência à abrasão

de diversos materiais de ferramentas.


Dureza Knoop Relativa de Materiais Resistência Relativa à Abrasão

Resistência à Abrasão

Diamante PCBN SiC Al2O3 Carbeto de Tungstênio

1 Carbeto

5–10 Carbetos

Revestidos

10–30 Cerâmicos

50 PCBN

100 PCD

Figura 2.20 – Comparativo: Propriedades dos Materiais de Ferramentas (De

Beers, 1998).

2.9.5- Tipos

Quanto à Fixação:

Quanto à fixação os insertos de PCBN classificam-se em:

Integral (A);

Plaqueta inteira de PCBN soldada no substrato de Metal Duro (B);

Plaqueta de PCBN soldada no substrato de Metal Duro (C);

Plaqueta de PCBN soldada no substrato de Metal Duro que são soldados

direto no suporte da ferramenta (D).

Essa classificação é mostrada na Fig. 2.21.

C D

A B

Figura 2.21 – Tipos de PCBN quanto a fixação (De Beers, 1998).

Quanto à Aplicação:

Existem diversos tipos de PCBN no mercado, cada fabricante usa diferentes

materiais e quantidades de aglomerantes e diferentes tamanhos e distribuição

de partículas. Mas, de uma maneira geral, pode-se dividir os PCBN’s em duas

categorias, segundo suas aplicações:


A) PCBN para usinagem em desbaste (ap entre 0,5 e 8,0 mm):

Os PCBN’s para desbaste possuem maior concentração de Nitreto Cúbico de

Boro (90% em volume) o que aumenta a ligação cristal com cristal e faz sua

tenacidade aumentar. Além disto, devido ao alto teor de CBN, estes materiais

são os que apresentam maior dureza dentre os PCBN. Dada estas

propriedades, estes PCBN’s são muito eficientes quando o mecanismo

predominante de desgaste é a abrasão e/ou onde estão presentes forças de

corte muito altas ou corte interrompido.

B) PCBN para usinagem em acabamento (ap menor que 0,5 mm):

Os tipos de PCBN’s anteriores não se comportam tão bem quando se

necessita de algumas características químicas e térmicas. Por outro lado,

ferramentas cerâmicas não possuem tamanha tenacidade e dureza, mas tem

resistências química e térmica excelentes. Os PCBN’s próprios para

acabamento são aqueles em que uma fase cerâmica é adicionada, de tal

maneira que as ferramentas resultantes possuem menor tenacidade e dureza,

mas melhor estabilidade química e térmica que os PCBN’s para desbaste,

combinando as propriedades das duas fases presentes (CBN e cerâmica). Em

operações de acabamento, os cavacos produzidos são pequenos, devido aos

pequenos avanços e profundidades de usinagem. A pequena massa de cavaco

gerada não é suficiente para levar embora todo o calor gerado pelo corte e, por

isso, a ferramenta atinge altas temperaturas, o que faz com que propriedades

como estabilidade térmica e química (para impedir a difusão que é incentivada

pela alta temperatura) sejam imprescindíveis. Embora menores, a tenacidade e

dureza ainda são suficientes para manter a integridade da aresta de corte,

tornando possível a obtenção de tolerâncias apertadas e bom acabamento

superficial ao longo da vida da ferramenta.

2.9.6- Materiais de Aplicação

Aços Temperados

Ferro fundido cinzento

Ferro fundido branco

Sinterizados

Ligas para recobrimento de alta resistência

Superligas


Advertência: Em aços moles, que formam cavacos longos, o PCBN não se

comporta bem devido à excessiva craterização, mesmo em condições difíceis

(corte interrompido, por exemplo). Em geral, as aplicações onde o PCBN é

utilizado são aquelas onde o diamante Policristalino não pode ser usado e o

metal duro não possui dureza suficiente para poder realizar a tarefa, ou quando

possui mas, a velocidade de corte a ser utilizada é muito menor que a que

pode ser usada com PCBN. O PCBN compete então com o processo de

retificação (substituição da retificação por torneamento, por exemplo) e, nos

processos de fresamento, torneamento e mandrilamento, com as ferramentas

de material cerâmico.

2.9.7- Quadro comparativo entre os fabricantes de PCBN

Os principais fabricantes de PCBN no mundo são (Souza Junior, 2001):

General Eletric Co.

De Beers Industrial Diamond Division

Sumitomo Electric Carbide, Inc

Tabela 2.1 – Quadro Comparativo de Diversas Classes de PCBN

Quadro Comparativo Características de cada PCBN de acordo com seu fabricante

PCBN Fabricante Classe Quant. (%) Tam. Grão

(µM) Aglomer. Dureza

BZN-6000 90 2,0 METAL 28 GPa BZN-7000S 82 15,0 Cerâmica 32 GPa BZN-8100 65 2,0 TiN 25 GPa

GE

BZN-8200 65 2,0 TiN 26 GPa AMB90 90 8,0 Al 30,8 GPa DBA80 80 6,0 Ti/Al 29,1 GPa DBC50 50 2,0 TiC 27,5 GPa

De Beers

DBN45 45 <1,0 TiN 24,2 GPa BNX10 40-50 Médio TiC 27-31 GPa BNX25 60-70 4,0 - 29-31 GPa

BNC150 40-50 3,0 - 27-31 GPa Sumitomo

BN600 80-90 Médio Co 38-41 Gpa


2.9.8- Cuidados quando se utiliza ferramentas de PCBN

Segundo Diniz et al. (1999), alguns cuidados devem ser tomados quando se

utiliza ferramentas de PCBN:

A) Materiais fáceis de serem cortados por outros materiais de ferramenta como

aços não endurecidos, não devem ser usinados com PCBN;

B) Sistema máquina-ferramenta-dispositivo de fixação-peça deve ser o mais

rígido possível;

C) A geometria da ferramenta deve ser negativa (normalmente γ = -5°) para

garantir a resistência aos choques, com ângulo de folga α = 5 - 9° e o maior

possível ângulo lateral de posição (no mínimo 15°) para minimizar trincas

na aresta;

D) A aresta de corte deve ser chanfrada, conforme detalhado na Fig. 2.22, o

que direciona os esforços de corte para o centro da ferramenta e, assim,

diminui a possibilidade de quebra da aresta;

CBN

METAL DURO

15°-25°

0,1-0,3mm

Figura 2.22 – Detalhe Construtivo de uma ferramenta de PCBN.

E) Fluido de corte deve ser utilizado sempre que possível. Na usinagem do

ferro fundido cinzento, onde a utilização de óleo de corte não é

recomendada, pode-se tentar a utilização de ar comprimido;

F) Ao especificar a compra de uma determinada classe de ferramenta,

observar que, não existe uma equivalência perfeita entre as classes dos


diversos fabricantes, portanto os parâmetros de corte e a expectativa de

vida da ferramenta devem ser reavaliados;

G) Custo do inserto de PCBN é mais alto que o de material cerâmico, mas

devido à maior vida da ferramenta de PCBN, o custo do ferramental muitas

vezes é compensado não somente pelo maior número de peças usinadas

por aresta de corte, como também pela consequente diminuição do tempo

em que a máquina permanece parada para retirada da ferramenta gasta e a

ajuste da nova.

2.10- Mecanismos de desgaste das ferramentas

Em usinagem existem duas causas fortes para substituição (ou falha) da

ferramenta de corte, são elas (Machado e Silva, 1999):

1. Ocorrência de uma avaria (lascamento, quebra ou trincamento). É muito

raro de ocorrer no corte contínuo (torneamento), a não ser que as

condições de corte usadas estejam acima das condições máximas

recomendadas para cada tipo de ferramenta; ou a geometria da ferramenta

é inapropriada; ou mais raro ainda, quando a ferramenta de corte já possui

algum defeito de fabricação (o que pode ser evitado por inspeções prévias

rigorosas, antes do uso). As avarias são comuns no corte interrompido

(fresamento), devido aos choques mecânicos e térmicos inerentes a tais

processos.

2. O desgaste atinge proporções elevadas que pode comprometer o bom

andamento do processo. Este desgaste acontece de forma progressiva e

pode se desenvolver por diferentes mecanismos. O desgaste acontece

tanto nas superfícies de folga como na superfície de saída das ferramentas,

em cortes contínuos ou interrompidos.

Pelo menos três formas de desgaste podem ser definidas:

1. Desgaste de cratera (área A da Figura 2.23);

2. Desgaste de flanco (área B da Figura 2.23);

3. Desgaste de entalhe (notch wear, áreas C e D da Figura 2.23).


Figura 2.23 – Tipos de Desgaste das Ferramentas (Zlatin, 1970).

Antes que um desses desgastes atinja grandes proporções, de maneira a

colocar o processo de corte em risco, a ferramenta deverá ser reafiada ou

substituída.

Em condições normais de corte, uma das formas de desgaste apresentadas na

Figura 2.23 irá prevalecer, e eles se desenvolvem por vários mecanismos de

desgaste, porém, grande parte dos trabalhos existentes consideram pelo

menos seis mecanismos diferentes, conforme mostra a Figura 2.24.

Figura 2.24 – Mecanismos de Desgastes das Ferramentas (Trent e Wright,

2000).

2.10.1- Problemas e Soluções Relacionadas ao Desgaste

À seguir são apresentadas as Figuras 2.25 à 2.32 com a caracterização dos

diversos tipos de desgaste, suas causas e a forma de minimizá-los segundo

Sandvik (1994):


CAUSA SOLUÇÃO Desgaste de Flanco e

Tipo Entalhe

a) Desgaste rápido de flanco causando acabamento superficial de má qualidade ou fora da tolerância. b) c) Desgaste tipo entalhe causando acabamento superficial de má qualidade e risco de quebra da aresta.

a) Velocidade de corte muito alta ou resistência ao desgaste insuficiente. b) c) Oxidação b) c) Atrito c) Oxidação

Reduzir a velocidade de corte. Selecionar uma classe mais resistente ao desgaste. Selecionar uma classe com cobertura de Al2O3. Para materiais endurecidos, selecionar um ângulo de posição menor ou uma classe mais resistente ao desgaste. Reduzir a velocidade de corte (Quando usinar materiais resistentes ao calor com cerâmicas, aumentar a velocidade de corte.) Selecionar uma classe de cermet.

Figura 2.25 – Mecanismo de Desgaste: Desgaste de flanco e tipo entalhe

(Sandvik, 1994).

CAUSA SOLUÇÃO Craterização

Excessiva craterização causando o enfraquecimento da aresta. A quebra da aresta de corte na área em uso causa acabamento superficial de má qualidade.

Desgaste por difusão devido a temperaturas de corte muito altas na face de topo.

Selecionar uma classe com cobertura de Al2O3. Selecionar uma pastilha de geometria positiva. Reduzir primeiro a velocidade para obter uma temperatura mais baixa, depois reduzir o avanço.

Figura 2.26 – Mecanismo de Desgaste: Craterização (Sandvik, 1994).


CAUSA SOLUÇÃO Deformação Plástica

Deformação plástica a) depressão da aresta b) impressão no flanco levando a um mal controle de cavacos e acabamento superficial insatisfatório. Risco de desgaste excessivo no flanco levando à quebra da pastilha.

Temperatura de corte muito alta combinada com alta pressão.

Selecionar uma classe mais dura com melhor resistência à deformação plástica. a) Reduzir a velocidade b) Reduzir o avanço

Figura 2.27 – Mecanismo de Desgaste: Deformação plástica (Sandvik, 1994).

CAUSA SOLUÇÃO Aresta Postiça

Aresta Postiça causando acabamento superficial insatisfatório e microlascas na aresta de corte quando a aresta postiça é removida.

O material da peça é soldado à pastilha devido a: Baixa velocidade de corte. Geometria de corte negativa.

Aumentar velocidade de corte. Selecionar uma geometria positiva

Figura 2.28 – Mecanismo de Desgaste: Aresta postiça (Sandvik, 1994).


CAUSA SOLUÇÃO Martelamento de cavacos

A parte da aresta de corte que não está em uso é danificada pelo martelamento de cavacos. A face de topo e o suporte da pastilha podem ser danificados.

Os cavacos são desviados contra a aresta de corte.

Mudar avanço. Selecionar geometria alternativa de pastilha.

Figura 2.29 – Mecanismo de Desgaste: Martelamento de cavacos (Sandvik,

1994).

CAUSA SOLUÇÃO Microlascas

Pequenas fraturas na aresta de corte (microlascas) causando acabamento superficial insatisfatório e desgaste excessivo de flanco.

Classe muito quebradiça. Geometria da pastilha muito fraca. Aresta postiça.

Selecionar uma classe mais tenaz. Selecionar uma pastilha com uma geometria mais robusta (chanfros maiores para pastilhas de cerâmica). Aumentar a velocidade de corte ou selecionar uma geometria positiva. Reduzir o avanço no início corte.

Figura 2.30 – Mecanismo de Desgaste: Microlascas (Sandvik, 1994).

CAUSA SOLUÇÃO Fissuras térmicas

Pequenas fissuras perpendiculares à aresta de corte causando microlascas e acabamento superficial insatisfatório.

Fissuras térmicas devido a variações de temperatura causadas por: Usinagem intermitente. Variações no fornecimento do refrigerante.

Selecionar uma classe mais tenaz com melhor resistência a choques térmicos. O refrigerante deve ser aplicado em abundância ou não ser usado.

Figura 2.31 – Mecanismo de Desgaste: Fissuras térmicas (Sandvik, 1994).


CAUSA SOLUÇÃO Quebra da pastilha

Quebra da pastilha que danifica não só a pastilha, mas também o calço e a peça.

Classe muito quebradiça. Carga excessiva sobre a pastilha. Geometria da pastilha muito fraca. Pastilha muito pequena.

Selecionar uma classe mais tenaz. Reduzir o avanço e/ou a profundidade de corte. Selecionar uma geometria mais forte, preferencialmente uma pastillha de face única. Selecionar uma pastilha mais espessa.

Figura 2.32 – Mecanismo de Desgaste: Quebra da pastilha (Sandvik, 1994).

2.10.2- Medição dos Desgastes da Ferramenta

Normalmente os desgastes que ocorrem na superfície de saída e na superfície

de folga são medidos no plano ortogonal da ferramenta.

Analisando-se a Figura 2.26 verifica-se que na superfície de saída mede-se o

desgaste de cratera: profundidade (KT), largura (KB) e a distância do centro da

cratera à aresta de corte (KM); na superfície de folga mede-se a largura do

desgaste de flanco (VB), que é um valor médio do desgaste na superfície de

folga e a largura máxima do desgaste de flanco (VBBmax). Mede-se ainda o

valor dos desgastes gerados na superfície de folga pelos entalhes (VBN e VBC)

(Diniz et al., 1999).


Figura 2.33 – Medidas do Desgaste da Ferramenta (Diniz et al., 1999).

2.11- Vida da Ferramenta

A vida de uma ferramenta pode ser definida como sendo o tempo em que a

mesma trabalha efetivamente sem perder o corte ou até que se atinja um

critério de fim de vida previamente estabelecido. O fim de vida de uma

ferramenta de corte será definido pelo grau de desgaste estabelecido. A

grandeza deste desgaste, ou a fixação de um nível de desgaste permitido irá

depender de inúmeros fatores, dentre eles (Mills e Redford, 1983):

1) Receio da quebra do gume cortante devido ao desgaste;

2) Temperaturas excessivas atingida pela ferramenta;

3) As tolerâncias dimensionais não são mais possíveis de se obter;

4) O acabamento superficial não é mais satisfatório;

5) Aumento excessivo das forças de usinagem.

Pelo controle desses fatores numa operação de usinagem, pode-se saber

quando a ferramenta deve ser substituída ou reafiada. Além disso, fatores


econômicos podem também definir a fixação de determinado grau de desgaste.

(Machado e Silva, 1999)

Fixado um critério de fim de vida de uma ferramenta de usinagem, esta pode

ser expressa de várias maneiras (Machado e Silva, 1999):

1) Pelo tempo total de trabalho (caso de cortes interrompidos, fresamento);

2) Percurso de corte (km);

3) Percurso de avanço (mm);

4) Volume de material removido;

5) Número de peças produzidas;

6) Velocidade de corte para um determinado tempo de vida;

Ou conforme for mais conveniente.

2.11.1- Curva de Vida de uma Ferramenta

Segundo Machado e Silva (1999), as curvas de vida da ferramenta são aquelas

que associam a vida da ferramenta, conforme critério previamente estabelecido

em função da velocidade de corte. Essas curvas são fundamentais para o

estudo das condições econômicas de corte.

Para obtenção dessas curvas (TxVc), conforme exemplo da Figura 2.35, são

necessários a construção de gráficos auxiliares (Figura 2.34) que forneçam o

desgaste da ferramenta em função do tempo, para várias velocidades de corte

(Machado e Silva, 1999).


Figura 2.34 – Determinação da curva de vida de uma ferramenta TxVC (Mills e

Redford, 1983).

Esse gráfico (Fig. 2.34) quando representado em escala dilogarítmica, se

aproxima de uma reta (Fig. 2.35).

Figura 2.35 – Curva Logarítmica de Desgaste de Ferramenta (Mills e Redford,

1983).


2.12- Integridade Superficial

A integridade superficial está relacionada às alterações nas camadas

superficiais e subsuperficiais da peça durante a usinagem e os efeitos nas

propriedades do material e desempenho da peça nas solicitações de trabalho.

Em usinagem, utilizando ferramentas de geometria definida, a integridade é

resultado, dentre outros fatores, da combinação do processo de deformação

plástica e de propagação de trincas. As propriedades da peça são também

importantes em virtude da deformação plástica contribuir para o processo de

geração de superfícies na peça, sendo que tais propriedades podem ser

modificadas para variar as características da deformação plástica (Thiele e

Melkote, 1999). Entre os fatores que afetam a integridade superficial da peça

nas operações de corte por cisalhamento, os mais críticos provavelmente são o

desgaste da ferramenta e a velocidade de corte. O desgaste da ferramenta

induz tensões normais e de cisalhamento, conduzindo à deformação superficial

e subsuperficial da peça usinada, podendo causar tensões residuais, como

também baixas velocidades de corte podem resultar no desenvolvimento de

danos causados pela presença da aresta postiça de corte (Abrão e Aspinwall,

1996).

Vários trabalhos já foram publicados mostrando que, a despeito das diferenças

na integridade superficial de peças endurecidas usinadas com ferramentas de

geometria definida em comparação com as retificadas, não há uma redução

substancial na resistência à fadiga das peças endurecidas (Almeida, 2001).

Na Figura 2.36 é mostrada a classificação da integridade superficial em dois

grandes grupos: acabamento da superfície usinada e alterações

subsuperfíciais.


Acabamento da Superfície Usinada Alterações Sub-superficiais

- Rugosidade Superficial

- Ondulações

- Marcas de avanço

- Falhas

Fatores Mecânicos:

- Deformação plástica

- Rebarbas deformadas plasticamente

- Microdureza

- Micro ou macrotrincas

- Tensões residuais

Fatores Metalúrgicos:

- Recristalização

- Transformações metalúrgicas

Figura 2.36 – Classificação da integridade superficial (Field e Kahles, 1971).

2.12.1- Considerações sobre rugosidade das superfícies

Conforme a norma NBR 6405/1988 da ABNT, que adota o Sistema M, que tem

por base a linha média, têm-se as seguintes definições e expressões:

Superfície real: Superfície que limita um corpo e o separa do meio que o

envolve.

Superfície geométrica: Superfície ideal prescrita no projeto, na qual não

existem erros de forma e de acabamento. Exemplos: superfície plana,

superfície cilíndrica, superfície esférica, etc.

Superfície efetiva: Superfície apresentada e analisada pelo aparelho de

medição.

Perfil real: Interseção da superfície real com um plano perpendicular à

superfície geométrica.

Perfil geométrico: Interseção da superfície geométrica com um plano a ela

perpendicular.

Perfil efetivo: Interseção da superfície efetiva com um plano perpendicular à

superfície geométrica. Representa a imagem aproximada do perfil real.


Perfil da rugosidade: perfil obtido à partir do perfil efetivo por um

instrumento de avaliação após filtragem.

Irregularidade das superfícies: Saliências e reentrâncias existentes na

superfície real.

Na Figura 2.37 mostra-se a representação esquemática de alguns planos e

superfícies definidas acima.

Figura 2.37 – Representação esquemática da superfície de uma peça

(Ferraresi, 1977).

2.12.2- Acabamento da superfície usinada

O acabamento de uma superfície usinada sofre a influência dos múltiplos

parâmetros de usinagem, principalmente geometria da ferramenta de corte,

geometria da peça usinada, rigidez da máquina-ferramenta, material da peça,

condições de corte e material da ferramenta.

O acabamento de uma superfície usinada é definido em termos de:

Rugosidade da peça usinada: consiste de irregularidades finas resultantes

da ação inerente do processo de produção, semelhante as marcas de

avanço produzidas durante a usinagem. Os parâmetros mais comumente

utilizados na indústria para designar a rugosidade do componente usinado

são a rugosidade média aritmética (Ra), a rugosidade média quadrática (Rq)

e a rugosidade máxima (Ry).

O valor teórico de Ra pode ser obtido pela Equação 2.48, empregando-se

parâmetros geométricos (raio de ponta da ferramenta e avanço, ver figura

2.38). Normalmente a rugosidade real obtida é maior do que a obtida

utilizando esta equação, em virtude de fatores como vibração, deformação


do cavaco, fluxo lateral do cavaco, erros de fixação da peça e da ferramenta

(Sata, 1985).

ε⋅×=

r318f

R2

a (2.48)

Onde: Ra = rugosidade média (µm)

f = avanço (mm/giro)

rε = raio da ponta da ferramenta (mm)

Figura 2.38 – Marcas de Avanço deixadas na superfície da peça versus Ra

(Sandvik, 1994).

De acordo com a Equação 2.48 a rugosidade média cresce com o quadrado do

avanço e diminui proporcionalmente ao raio de ponta, devido, respectivamente,

ao aumento das marcas produzidas e a maior área de contato peça-ferramenta

(Almeida, 2001).

Quanto à influência da velocidade de corte na rugosidade, para baixas

velocidades, a rugosidade das peças de material dúctil tende a ser alta devido

à formação da Aresta Postiça de Corte (APC). Porém com o aumento da

velocidade a rugosidade tende a melhorar até um certo valor crítico, onde

novamente esta volta a crescer pela vibração do sistema máquina-ferramenta-

dispositivo-peça (Shaw, 1996).

Em geral, pode-se concluir que a rugosidade de uma superfície será menor,

quando (Almeida, 2001):

As deflexões geradas por esforços de usinagem ou vibrações forem

pequenas;

O raio de ponta da ferramenta for pequeno;

A ferramenta e a peça estiverem corretamente posicionadas e centradas;


O eixo principal da máquina-ferramenta estiver corretamente alinhado e as

guias sem desgastes.

No torneamento de materiais endurecidos utilizando ferramentas de PCBN a

superfície obtida é mais regular e uniforme do que uma retificada, a qual

apresenta muitos fragmentos, marcas e escoriações (Ahmad et al., 1988).

Além disso, os valores de rugosidade são comparáveis ao da retificação

permitindo a sua substituição sob certas condições (Chryssolouris, 1982).

Ondulações: irregularidades superficiais cujos espaçamentos são maiores

que o comprimento da amostragem (“cut-off”). Podem ser resultantes de

vários fatores como vibração, deflexões da ferramenta/peça, devido às

forças e temperaturas de corte. A altura das ondulações é influenciada pela

profundidade de corte.

Marcas indicando as direções das irregularidades: são marcas que mostram

as direções predominantes das irregularidades superficiais. Dependem da

orientação da peça e da ferramenta de corte na máquina, como também, da

natureza do movimento relativo entre ambas.

Falhas: são interrupções não intencionais, inesperadas e indesejáveis na

topografia da superfície de um componente. Podem ser causadas por

defeitos tais como bolhas, inclusões, trincas, ou mesmo surgir durante o

processo de usinagem.

2.12.3- Alterações sub-superficiais

A identificação das alterações na superfície provocadas durante a usinagem é

de fundamental importância para o desempenho do componente,

principalmente aqueles que irão trabalhar sob altas tensões (tração-

compressão), altas temperaturas e em ambientes corrosivos.

As principais alterações causadas na usinagem por cisalhamento são

exemplificadas a seguir (Machado e Silva, 1999 e Almeida, 2001):

A) Fatores Mecânicos

Deformação plástica: a pré-condição necessária à usinagem de peças

endurecidas é a deformação plástica do material de trabalho, o que requer

alta tensão entre a peça e a aresta de corte. A deformação plástica da peça


se origina na aresta de corte, onde também ocorre a maior tensão de

compressão. Essa alta tensão se propaga a um nível constante pela

superfície de contato entre a aresta de corte e a peça. O estado de tensão

que isso induz causa endurecimento por deformação na área superficial da

peça. Essa tensão mecânica é quase sempre compressiva e aumenta à

medida que o inserto se desgasta (Fleming e Bossom, 2000).

Rebarbas deformadas plasticamente: estas rebarbas podem ser

fragmentos da aresta postiça de corte (APC). Na retificação são criadas pelo

rebolo durante o momento de corte dos grãos, prejudicando assim a

qualidade do acabamento superficial.

Microdureza: as alterações na microdureza em aços são causadas pela

formação de martensita não-revenida ou deformação abaixo da temperatura

de recristalização. Deste modo, quando essas temperaturas ultrapassam o

ponto de transformação do material, ocorre um re-endurecimento que se

manifesta no aspecto conhecido como camada branca. Isto traz um efeito

adverso para a resistência à fadiga da peça, pois a martensita não-revenida

é uma fase extremamente dura e frágil (Neailey, 1988).

Trincas: as micro ou macrotrincas podem ocorrer durante a usinagem

utilizando ferramentas com geometria definida ou durante a usinagem não-

convencional (não-tradicional), surgindo com maior freqüência em materiais

frágeis. Em geral, as trincas geradas por fadiga são nucleadas na superfície

das peças e posteriormente se propagam para o seu interior. Como as

trincas se expandem, a resistência da seção é reduzida e, então, a seção

poderá não mais resistir à carga aplicada e uma falha poderá ocorrer (Lima

et al., 2000).

Tensões residuais: podem ser de tração ou compressão, com intensidade

e magnitude variadas. As tensões residuais de compressão são

consideradas benéficas nas propriedades mecânicas dos materiais

aumentando a resistência à fadiga, enquanto as tensões de tração são

prejudiciais quanto à resistência mecânica, à corrosão e ao desgaste

(abrasão à altas temperaturas). As tensões residuais são fortemente

influenciadas pelo desgaste da ferramenta, do processo, velocidade de corte

e avanço. Nas operações de corte por cisalhamento os críticos são


provavelmente o desgaste da ferramenta e a velocidade de corte (Almeida,

2001).

B) Fatores Metalúrgicos

Recristalização: qualquer metal cujas superficies são deformadas

plasticamente durante a operação de corte, pode sofrer recristalização

quando aquecida a temperaturas superiores à de recristalização.

Transformação de fases: as altas temperaturas desenvolvidas durante a

usinagem podem promover a transformação de fase na superfície dos

componentes usinados. Nas operações de usinagem dos aços pode

acontecer à formação de martensita frágil e não-revenida, além da

martensita revenida induzindo a consideráveis alterações na dureza das

peças.

2.12.4- Limitações no controle da rugosidade Ra

Para ilustrar que a indicação da Ra pode ser deficiente, demonstram-se três

superfícies com valores similares de Ra na Fig. 2.39. As ondulações

demonstram grandes diferenças, como se vê nos diagramas, apesar dos

valores de Ra, serem equivalentes. O valor de Ra é somente um valor médio do

perfil total da superfície e não inclui nenhuma ondulação, que em muitas vezes

é o critério decisivo.

Figura 2.39 – Diagrama de rugosidade com Ra equivalentes de algumas

superfícies (Mummery, 1990).

Capítulo 3

Procedimentos Experimentais

Neste trabalho, visando atingir os objetivos propostos, a metodologia

experimental foi subdividida em duas etapas: inicialmente foram realizados pré-

testes, para promover um ajuste macro do processo, e na seqüência, a

aplicação da metodologia específica para otimização do processo. Toda a

prática foi desenvolvida na instalação fabril da FIAT-GM Powertrain (FA

Powertrain Ltda. – Betim – MG).

3.1- Peça a ser Usinada

A peça usinada foi a Luva de Engate da 5a Velocidade cujo material

constitutivo é o Aço DIN 19MnCr5 G tratado termoquimicamente com

carbonitretação, dureza média superficial de 58 HRC. Na Figura 3.1 mostra-se

a constituição química detalhada do material:

Aço C Mn Cr Si Cu S Pmáx. Al total

19MnCr5G 0,15 a 0,21 1,00 a 1,30 0,80 a 1,10 0,15 a 0,35 ≤ 0,30 (*) 0,02 a 0,04 0,035 0,02 a 0,05

(*)≤ 0,20 – Quando os componentes são obtidos por deformação total ou parcial à frio.

Figura 3.1 – Composição química do Aço 19MnCr5G.

A peça bruta é proveniente de tubo de aço sem costura De=78±0,4 e

Di=53,2±0,4 mm com dureza HB 140 à 185 kg/mm2.

Os testes foram realizados na usinagem do canal sede do garfo. Esta luva está

localizada no câmbio do carro e é responsável pela mudança de marcha.

58

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 59

Nas Figuras 3.2 e 3.3 mostram-se respectivamente o detalhe do canal sede do

garfo e as características dimensionais da peça.

Figura 3.2 – Luva de Engate da 5a Velocidade.

Figura 3.3 – Detalhe Construtivo da Luva de Engate da 5a Velocidade.

3.2- Ferramental

O inserto empregado é especial tanto pela geometria quanto pelo material. O

material é o PCBN, classe BNX25, pequena placa soldada no inserto de metal

duro com a geometria derivada do standard VNMA 160404. Fornecido pela

Sumitomo, conforme mostrado na Fig. 3.4.


Figura 3.4 – Inserto Especial de PCBN.

Os porta-ferramentas adotados possuem código ISO C4-MVJNR-27050-16

(para o corte à direita) e C4-MVJNL-27050-16 (para o corte à esquerda), com

sistema de fixação Capto 4, conforme mostrado na Fig. 3.5.

Figura 3.5 – Porta-ferramentas.

O sistema de fixação do inserto é feito por parafuso central e grampo conforme

detalhe na Fig. 3.6.

Figura 3.6 – Sistema de fixação do inserto no porta-ferramenta.


3.3- Máquina Ferramenta

A máquina ferramenta utilizada possui as seguintes características:

Torno Monofuso Univertor A-90 Weisser, conforme mostrado na Fig. 3.7.

DADOS DA MÁQUINA

Estrutura da base Ferro fundido Comprimento / Largura / Altura 3100 mm x 2400 mm x 2800 mm (7,44 m2) Peso 9000 kg Diâmetro do rolamento do mancal principal 90 mm

CAPACIDADE DA MÁQUINA

N.º máximo de rotações da placa 6300 RPM Movimentação rápida dos eixos X e Z 60 m/min para X – 30 m/min para Z Diâmetro máximo torneável 400 mm

CARACTERÍSTICAS PARTICULARES

Nível de ruído 75 dB Tipo Aspirador de névoa Filtermist Tipo transportador cavaco Tipo Dobradiça Tipo de lubrificação Progressiva

EQUIPAMENTO CNC

Especificação CNC (fabricante / tipo) Siemens - Sinumerik 840D Deslocamento eixo X 1130 mm Deslocamento eixo Z 280 mm Tipo controle dos eixos Régua Linear Precisão posicionamento eixos X-Z 5 µm

Repetibilidade eixo X-Z 3 µm

DISPOSITIVO

Tipo de fixação do elemento Pinça Expansiva Carga e descarga automática (sim / não) Sim Capacidade carregador automático 20pç Controle post process Sim


EQUIPAMENTO DE REFRIGERAÇÃO

Fabricante KFA Capacidade do tanque 500 litros Tipo de filtragem Filtro duplo

UNIDADE DE COMANDO

Equipamento hidráulico (fabricante) Rexroth Capacidade do tanque 100 litros Tipo de controle de temperatura óleo hidráulico Termostato

ELETRO-ELETRÔNICA

Tensão de alimentação 440 V PLC (fabricante) Siemens Potência do motor principal 23 kW Nível de diagnose de falhas 3 Refrigeração do armário elétrico (tipo) Ar condicionado Potência total instalada 44 kW

CAPACIDADE PRODUTIVA

Tempo máquina - min. 0,24 min Tempo Passivo + Carga / Descarga min. 0,26 min Tempo ciclo total - min. 0,60 min Produção horária a 100% 100 peças/hora Produção horária a 80% 80 peças/hora Nº máquinas necessárias para 2100 câmbios 0,9 Percentual de nacionalização do equipamento 85%


Figura 3.7 – Visão geral do Torno Weisser.

Os porta-ferramentas são fixados na máquina na torreta de tal forma que se

perde algum tempo passivo com trocas de ferramentas, aproximadamente 2s.

O processo utiliza apenas duas montagens de ferramentas, corte à direita e à

esquerda, conforme mostrados nas Fig. 3.8 e 3.9.

A peça é fixada na máquina por meio de pinça hidráulica.

Figura 3.8 – Lay-out da 1ª usinagem: Ferramenta 1.


Figura 3.9 – Lay-out da 2ª usinagem: Ferramenta 2.

3.3.1- Seqüência de Usinagem Na Figura 3.10 a parte clara (cinza) é usinada com a Ferramenta 1 e a parte

escura (preta) com a Ferramenta 2.

Figura 3.10 – Perfil usinado da peça.

As sequências da usinagem (...= avanço rápido; __= avanço de corte) ocorrem

conforme mostrados nas Fig. 3.11 e 3.12.

Figura 3.11 – Perfil usinado pela Ferramenta 1.

3

1 4

2


Figura 3.12 – Perfil usinado pela Ferramenta 2.

3.4- Fluido de corte

Os pré-testes foram realizados sem o emprego do fluido de corte, já a prática

da metodologia foi realizada utilizando o fluido de corte sintético da Castrol

Syntilo 900 com uma concentração de 4%, que é uma mistura química

contendo água, anticorrosivos e bactericida. A constituição química não foi

informada pelo fabricante.

3.5- Infra Estrutura Adicional

Além do material (peça), ferramental e do maquinário discriminados, foram

utilizados os seguintes materiais adicionais:

3.5.1- Instrumento de Medida de Desgaste OMIS MINI

O microscópio ótico fabricado pela OMIS MINI – Optical Measurement System

– mostrado na Figura 3.13, com esse instrumento foi possível avaliar a

evolução do desgaste. Todas as avaliações finais realizadas neste instrumento

foram fotografadas para confrontos posteriores.

8

7 6

5

4

3

2

1


Figura 3.13 – Instrumento de Medida de Desgaste OMIS MINI.

3.5.2- MEV - Microscópio Eletrônico de Varredura

Foi utilizado o microscópio Philips Modelo XL30 equipado com EDAX CDUTM

Leap Detector do Laboratório Metalúrgico da Engenharia de Materiais e

Aplicações da Fiat Automóveis S.A. para avaliação das ferramentas de corte

desgastadas e aprofundar nas análises dos mecanismos de desgastes

atuantes (Fig. 3.14).

Figura 3.14 - Microscópio eletrônico de varredura, Philips XL 30.


3.5.3- Rugosímetro

A rugosidade média aritmética (Ra) foi medida com um rugosímetro Perthen

Mahr, modelo S8P, cone de diamante de 90o e apalpador com raio de ponta de

5 µm, ajustado para um “cut-off” de 0,8mm. Na Fig. 3.15 mostram-se as

fotografias do rugosímetro medindo a rugosidade da luva de engate (peça).

Figura 3.15 – Rugosímetro Perthen Mahr.

3.5.4- Copiador de Perfil

A medida do desgaste de cratera “KT” foi medida com um Copiador de Perfil

Taylor Hobson, modelo Pneumo Form TalySurf Series 2.

3.6- Etapas do Projeto

Para o comprimento dos objetivos propostos, este trabalho foi organizado e

subdividido em etapas, descritas a seguir:

3.6.1- Aquisição de Materiais

Conforme será detalhado no item “3.6.4 - Metodologia Experimental Proposta”,

é imprescindível que as condições iniciais de trabalho da máquina prevista

para realização da prática experimental estejam estáveis para que essa

metodologia funcione. Com esse objetivo foram adquiridos insertos de CBN de

diversas classes para execução dos pré testes. Os fornecedores dos insertos

foram: Sumitomo e Difer. O elenco do material adquirido será evidenciado na

descrição dos Pré-testes.


3.6.2- Pré-testes

Os Pré-Testes definiram o ponto de partida dos experimentos, que foram

utilizados como referência. Serviram também para avaliar o mecanismo e o tipo

de desgaste predominante com registro em fotografias.

3.6.3- Coleta de Dados para Situação Atual

Recuperação dos valores dos parâmetros de corte (profundidade de corte

“ap”, avanço “f” e velocidade de corte “vc”) de acordo com a situação atual.

Levantamento de todas as informações referentes aos custos; e

cronometragem dos tempos necessários para os cálculos das velocidades

que compõem o IME:

tft = tempo de troca da aresta da ferramenta (min)

Sh = salário e encargos do operador (R$ / hora);

H = número de horas de trabalho previstas por ano;

Vmi = valor inicial de aquisição da máquina-ferramenta (R$);

im = idade da máquina–ferramenta (anos);

M = vida prevista para a máquina-ferramenta (anos);

j = taxa anual de juros;

Kmc = custo de conservação da máquina por ano (R$ / ano);

Em = espaço ocupado pela máquina-ferrarnenta (m2);

Ke = custo do m2 ocupado pela máquina–ferramenta (R$ / m2 .ano);

Vsi = custo de aquisição do porta-ferramenta (R$);

Nfp = vida média para o porta-ferramenta em número de trocas;

Kpi = custo de aquisição do inserto (R$);

Ns = número de arestas de corte disponíveis em cada inserto;

Execução de cálculos preliminares:

x = coeficiente da equação de Taylor

K = constante da equação de Taylor

tt = tempo total de produção por peça (min)

Sm = salário máquina (R$ / hora);

Kft = custo de cada aresta de corte do inserto (R$).


Monitoração do número de peças produzidas pela ferramenta em função da

Ra;

Monitoração do número de peças produzidas pela ferramenta em função da

medida do desgaste;

Fazer controle dimensional conforme procedimento vigente.

3.6.4- Metodologia Experimental Proposta

Os experimentos foram realizados conforme descrito no item 2.6.3, com a

seguinte configuração:

A) Foi iniciada a usinagem do primeiro lote de peças com a velocidade de

corte, Vc1, até que o final da vida da aresta da ferramenta fosse atingido

conforme critério previamente estabelecido: falha catastrófica da ferramenta

(quebra), anotado a vida da ferramenta obtida para a velocidade de corte e

os valores do Ra. O ensaio foi repetindo 7 vezes;

B) Foi calculada a segunda velocidade de corte, vc2, que deveria possuir um

valor de 20% superior em relação à vc1. Em seguida iniciou-se a usinagem

do segundo lote de peças até que o final da vida da aresta da ferramenta

fosse atingido, conforme o mesmo critério definido para a vc1. Anotado a

vida da ferramenta obtida para a velocidade de corte e os valores do Ra. O

ensaio foi repetindo 7 vezes;

C) Após a realização da usinagem os valores da vida da ferramenta,

expressos em número de peças, Zt, foram utilizados nos cálculos da

constante K e do coeficiente x da equação de vida de Taylor, conforme Eq.

(2.44) e (2.45), respectivamente.

D) Foram calculadas as velocidades de corte que constituem o IME pelas Eq.

(2.26), (2.40) e (2.41);

Foi considerada a vcmcLim em detrimento a vcmc, pois o ferramental utilizado

possuía sistema de troca rápida, logo, o tft possuía valores muito pequenos

e seu produto pela soma Sh mais Sm era desprezível em relação ao custo

da ferramenta, conforme Eq. (2.40);

E) Foi tomada a velocidade de corte de mínimo custo limite vcmcLim calculada

no item anterior, em seguida iniciou-se a usinagem do terceiro lote de peças

até que o final da vida da aresta da ferramenta fosse atingido. Anotado a


vida da ferramenta obtida para a velocidade de corte e os valores do Ra. O

ensaio foi repetindo 7 vezes.

Para ver a metodologia experimental proposta está resumida no fluxograma da

Fig. 3.16.

Os ensaios foram realizados com a máquina em regime de produção normal,

logo, não havia possibilidade de interromper a produção para medir o desgaste

de cratera “KT” das ferramentas, pois a medição é demorada e a máquina não

poderia ficar à espera do retorno da ferramenta.

Novos testes foram feitos com uma configuração especial que consistiu em

submeter a ferramenta, para cada velocidade de corte definida em cada um

dos ensaios, à vidas preestabelecidas em número de peças: 20, 100, 200, 300

etc. até atingir um valor máximo, múltiplo de 100, inferior à vida média da

ferramenta, calculada pela repetição de 7 vezes dos ensaios descritos nos

itens “A”, “B” e “E”, ou seja, quando uma ferramenta atingiu um dos valores de

vida preestabelecido, ela foi retirada da máquina e substituída por outra, e

assim sucessivamente.

Figura 3.16 – Fluxograma de realização dos experimentos.

rξ = 0,4mm f = 0,04 mm/giro vc= vcmxpColetar dados: tt

ENSAIO 4 (Apenas para registro) – vcmxp

Homologar: ENSAIO 3

rξ = 0,4mm f = 0,04 mm/giro vc= vcmclimColetar dados: Z, Ra, tt, KT

ENSAIO 3 – vcmclim

CALCULAR: Coeficientes Eq. Taylor x, K Velocidade IME: vcmc, vcmclim, vcmxp

MEMÓRIA DE CÁLCULO

rξ = 0,4mm f = 0,04 mm/giro vc=276 m/min Coletar dados: Z, Ra, tt, KT

ENSAIO 2 – vc2

rξ=0,4 mm f = 0,04 mm/giro vc=230 m/min Coletar dados: Z, Ra, tt, KT

ENSAIO 1 - CONDIÇÃO ATUAL vc1

Início: PRÁTICA EXPERIMENTAL

Capítulo 4

Resultados e Discussões

Nesse capítulo será discutida e analisada a aplicação da metodologia de

otimização de processo por meio da definição do IME. Serão avaliados os

mecanismos de desgaste dos insertos utilizados e serão discutidas a

viabilidade econômica, facilidades e dificuldades de utilização da metodologia

como ferramenta normal de trabalho no dia-a-dia.

4.1- Pré-testes

4.1.1- Histórico

No primeiro planejamento feito para realização da prática experimental desse

trabalho, estava previsto a utilização de outra máquina – Torno Promecor –

mas, paralelamente, estava em desenvolvimento na FA Powertrain Ltda. o

processo de compra de uma máquina nova – Torno Weisser – que iria

substituir os dois tornos existentes. A razão da compra da máquina era

melhoria da qualidade do produto já que existiam problemas crônicos no

controle das tolerâncias dos erros de formas e posições, especificamente a

perpendicularidade e a concentricidade. E a nova máquina, dotada de recursos

de automação como carregamento e descarregamento de peça automáticos,

controle post-process de algumas características relevantes, etc., iriam

proporcionar ganhos de performance dentro do ciclo produtivo.

Com o passar do tempo, aquilo que era uma promessa transformava-se em

realidade, a máquina nova havia sido comprada, já estava instalada na planta,

e os procedimentos para sua aprovação (Tolerância Natural e Short Term

Capability) iriam ser iniciados. Como já era sabido, o processo de torneamento

de material endurecido com a utilização de ferramenta de PCBN já era uma

71

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 72

prática assimilada no contexto fabril universal, no entanto, também é sabido

que é muito sensível e requer cuidado especial. Como o processo atual já era

reconhecidamente estável com relação ao controle de vida da ferramenta e

consequentemente, no controle de impacto de custo, embora a ferramenta

utilizada seja uma das que mais impactuasse no custo de ferramenta por

usinagem do conjunto de transmissão do veículo, todavia, não se pode afirmar

que seja algo descomunal. Assim, como o projeto da nova ferramenta foi

baseado no projeto atual, pode-se afirmar que os dois projetos são similares. A

diferença é, que devido ao fato da máquina atual ser um torno horizontal e a

nova máquina um torno vertical e, pelo posicionamento diverso da torre porta

ferramenta, fez com que uma ferramenta fosse o espelho da outra, ou seja,

invertida. As classes de PCBN especificadas para os dois fabricantes

aprovados para o processo atual (Difer e Sumitomo) também foram mantidos.

Porém, um detalhe fez com que tanto a aprovação da máquina quanto a sua

colocação em funcionamento desse um trabalho que extrapolasse, e muito,

aquilo que fora planejado. O detalhe é que para uma máquina substituir duas,

ela obviamente teria que ser mais veloz que as outras, não só pela automação

implementada, mas, também, pelas velocidades de usinagem empregadas.

Outro detalhe, não com relação à característica construtiva da ferramenta, mas

do porta ferramenta, onde foi implementado um sistema de troca rápida

(Sistema CAPTO da Sandvik). Com isso, alguns detalhes de sustentação do

inserto passaram a merecer uma investigação. Em resumo, todo o processo

teve que ser refeito, muita coisa teve que ser investigada para atingir os

objetivos iniciais da FA Powertrain Ltda. (Aprovação da máquina junto ao seu

fabricante e start-up do processo) e do Mestrado (Estabelecimento dos

parâmetros iniciais de processo – ponto de partida – para aplicação da

metodologia proposta).

A seguir é feito um breve relato das investigações e experimentos realizados:

4.1.2- Ajuste da geometria especial do inserto

Conforme mostrado na Figura 4.1, foi verificado que a parte traseira do inserto

(largura de 2 mm) estava tocando na peça. Duas amostras de inserto foram


retrabalhadas com a redução da medida para 1,7 mm. Depois de testado foi

oficializado para fornecimento das próximas amostras.

Figura 4.1 – Ajuste do Inserto: à esquerda versão antiga, à direita nova versão.

4.1.3- Investigação da influência do comprimento de balanço do inserto na Rugosidade

Na Figura 4.2 verifica-se a existência de balanço do inserto em relação ao

calço e ao porta-inserto. Existia a suspeita que esse balanço, embora mínimo,

estivesse contribuindo para o baixo rendimento do inserto.

Foi retrabalhado um conjunto de porta inserto, ou seja, direito e esquerdo, para

realização dos testes, e verificado a influência na manutenção da Ra.

Analisando o gráfico da Figura 4.3 ficou constatado que o balanço realmente

propicia um aumento crescente dos valores da Ra ao longo da usinagem. Essa

análise levou a conclusão de que todos os porta insertos deveriam ser

retrabalhados.

Figura 4.2 – Balanço do Inserto.

Balanço

Inserto

Calço

Porta inserto


Evolução Ra DIFER Classe GE8200Confronto: Ferramenta SEM BALANÇO x COM BALANÇO

Vc=230m/min f=0,04mm/giro r=0,4mm

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 20 40 60 80 100 120 140 160

No. de Peças

R a (M

icron

)

Sem Balanço - Teste 1 Sem Balanço - Teste 2

Com Balanço - Teste 3 Com Balanço - Teste 4

Limite

Figura 4.3 – Resultado dos Testes de Confronto.

Análise da Figura 4.3:

• Teste 1: A ferramenta quebrou (soltou o CBN) na usinagem da 164ª peça,

ferramenta sem balanço;

• Teste 2: O teste foi interrompido após a usinagem da 150ª peça para

prevenir a quebra do inserto que apresentava elevado nível de desgaste,

ferramenta sem balanço;


prevenir a produção de refugo devido ao aumento da Ra, ferramenta com

balanço;


prevenir a produção de refugo devido ao aumento da Ra, ferramenta com

balanço.


4.1.4- Primeiros Ajustes dos parâmetros de corte

Foram feitos testes exaustivos visando achar a melhor definição dos

parâmetros de corte (Velocidade de Corte e Avanço). Nos testes realizados os

insertos não possuíam balanço, nesse momento não existiam insertos

Sumitomo sem balanço disponíveis para testes.

Evolução Ra DIFER Classe GE8200

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 20 40 60 80 100 120 140 160

No. de Peças

R a (M

icron

)

f = 0,08 Vc=160 f = 0,08 Vc=140 f = 0,06 Vc=160

f = 0,09 Vc=160 f = 0,06 Vc=180 f = 0,04 Vc=230

Limite

Figura 4.4 – Primeira bateria de testes: Difer.

Analisando a Figura 4.4, percebe-se que os parâmetros de corte do cone,

vc=230 m/min e f=0,04 mm/rev são os que apresentam melhores resultados,

com potencial para proporcionar resultados definitivos satisfatórios.

4.1.5- Adequação do programa CNC

As características construtivas do porta inserto exigiram uma reestruturação do

programa CNC para possibilitar a estabilização da Ra e uma melhora

significativa na vida do inserto. Na Figura 4.5 mostra-se a nova seqüência de

usinagem utilizada. O problema era que o porta inserto especificado para corte

á direita estava sendo utilizado para cortar à esquerda.


Figura 4.5 - Seqüência da usinagem com a Ferramenta 2: À esquerda

seqüência antiga, à direita seqüência alterada. Com o pré ajuste dos parâmetros de corte, a eliminação da influência do

balanço do inserto no porta inserto na manutenção da Ra e alteração do

programa CNC foram obtidos resultados relativamente satisfatórios com os

insertos Difer. O patamar de vida do inserto foi elevado, no entanto não existia

repetibilidade, conforme mostrado na Fig. 4.6. A falha verificada foi o

destacamento da plaqueta de CBN brasada no corpo do inserto.

Evolução Ra DIFER Classe GE8200Ferramenta SEM BALANÇO - Programa CNC Modificadol


0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 360 380 400 420 440 460 480

Nº de Peças

R a (M

icron

)

Teste 1 Teste2 Teste3 Limite

Figura 4.6 – Bateria de testes após a adequação do programa CNC.

As investigações para descobrir a causa do fenômeno acima tiveram que

prosseguir. Foram planejadas as seguintes frentes de trabalho: Adquirir novo

inserto da Difer com aumento da plaqueta de CBN brazada para aumentar a

área de contato da solda, fazer análise de vibração completa da máquina,

avaliar a influencia do problema de concentricidade da peça ao entrar em

8

7 6

5

4

3

2

1 7

4

5

6

3

2

1


usinagem no torno que provocava o destacamento da plaqueta de CBN dos

insertos Difer e lascamento precoce dos insertos Sumitomo, pois toda a

melhoria realizada até esse momento não melhorou o resultado dessa opção

(conforme Figura 4.7), desenvolver nova classe de CBN para o inserto

Sumitomo, e por último, fazer benchmarking com a FA Powertrain Itália s.r.l.

para, quem sabe, aproveitar algum desenvolvimento da Itália.

Evolução Ra Sumitomo Classe BNX10Ferramenta SEM BALANÇO


0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

No. de Peças

R a (M

icron

)

Teste 1 Teste 2 Limite

Figura 4.7 – Testes preliminares: Sumitomo.

4.1.6- Análise da influência de vibração na Ra

Foi solicitada à empresa que presta manutenção à FA Powertrain Ltda. uma

análise aprofundada sobre a influência de fontes externas de vibração

(Brochadeiras) e, a verificação da existência de possíveis fontes geradoras de

vibração na própria máquina que pudessem estar influenciando na manutenção

da Ra. As brochadeiras estão localizadas próximas ao torno, dentro de um raio

de 10m. Após análises, concluiu-se que a vibração avaliada nos diversos

pontos da máquina são praticamente desprezíveis.


4.1.7- Consulta ao processo na FA Powertrain Itália s.r.l.

Foi feito consulta à Tecnologia da Itália e constatou-se que, dado as

características conjunturais, não se podia comparar à exaustão com o

processo aqui instalado. A seguir algumas informações do processo na Itália:

Inserto: Produtividade 275 peças

Ra verificado na 275ª peça = 0,85 µm

Inserto Especial – Preço ≈ R$90,00

Classe do CBN = BNX25 SUMITOMO

Processo: Tempo do ciclo = 0,72 min

Produção horária = 83,33 peças (85% eficiência)

O processo Itália também se encontra em fase de ajustes; a peça é a mesma

mas a máquina é diferente Torno Famar. De qualquer maneira, por prudência,

foi solicitado à Sumitomo a preparação de algumas amostras de insertos para

testes com a classe de CBN BNX25.

4.1.8- Problema de batimento da peça

Através da análise de quebra e falha catastrófica dos insertos verificou-se que

o batimento (desvio da concentricidade) verificado provoca lascamento dos

insertos da Sumitomo (Classe BNX10) e descolamento da solda (brazagem)

dos insertos Difer, acelera os mecanismos de desgaste impossibilitando a

fixação de valor de produtividade da ferramenta. Em outras palavras, não se

podia afirmar que a produtividade do inserto era de 240, 320 ou 450 peças.

Como as características do produto exigem a utilização de inserto com raio de

ponta de 0,4 mm ao contrário do que está sendo utilizado, de forma negligente,

no processo atual (Torno Promecor) que é o inserto com raio de 0,8 mm. É

sabido que o inserto com 0,4mm de raio é indiscutivelmente mais frágil que o

de 0,8mm, esse fato indicou que maiores cuidados deveriam ser tomados nas

operações que antecedem essa operação em questão. Sabendo da dificuldade

para se depurar a qualidade dessas operações, foi priorizado o

desenvolvimento da nova classe, com maior tenacidade, que pudesse absorver

o problema do batimento da peça.


4.1.9- Ajustes dos parâmetros de corte

A Sumitomo indicou duas classes para testes: BNC150 e BNX25. Os testes

foram realizados e os resultado obtidos são mostrados nas Fig. 4.8 e 4.9.

Evolução Ra Sumitomo Classe BNC150Parâmetros da Usinagem do Cone

f=0,04mm/giro r=0,4mm

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

No. de Peças

R a (M

icron

)

Teste 1 - Vc=250m/min Teste 2 - Vc=280m/min Limite

Figura 4.8 – Primeira bateria de testes: Sumitomo Classe BNC150.

Evolução Ra SUMITOMO Classe BNX25Parâmetros da Usinagem do Cone

f=0,04mm/giro r=0,4mm

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 360 380 400 420 440 460 480 500

Nº de Peças

R a (M

icron

)

Teste 1 - Vc=250m/min Teste 2 - Vc=230m/min Teste 3 - Vc=230m/min Limite

Figura 4.9 – Segunda bateria de testes: Sumitomo Classe BNX25.

Por outro lado, foram adquiridos alguns insertos Difer com o tamanho da

plaqueta de CBN brazada majorado, os testes realizados apresentaram os

resultados mostrados na Fig. 4.10.


Evolução Ra DIFER Classe GE8200Ferramenta com Placa de CBN Majorada


0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 360 380 400 420 440 460 480

Nº de Peças

R a (M

icron

)

Teste 1 Teste2 Limite

Figura 4.10 – Segunda bateria de testes: Difer.

4.1.10- Conclusões retiradas do pré-teste

Para fechamento dos trabalhos de pré-testes ficou definido o seguinte:

• Classe BNX25 para o fornecimento Sumitomo.

• Classe GE8200 para o fornecimento Difer, mas com o tamanho da plaqueta

de CBN majorado, conforme Figura 4.11.

Figura 4.11 – Alteração do tamanho da placa de CBN para insertos Difer.


• As formas de desgaste verificadas foram de flanco e de cratera, sendo que

o segundo foi predominante, conforme mostrado na Fig. 4.12.

Figura 4.12 – Forma de desgaste predominante verificado no pré-teste.

Cratera

• O critério para definição do fim da vida útil da ferramenta foi pela falha

catastrófica (quebra), pois é um critério que aproveita o máximo que a

ferramenta pode produzir e, nesse caso em específico, não causa nenhum

transtorno, não gera refugo, somente a necessidade de repasse da peça ao

qual se deu a quebra.

• Os pré-testes foram realizados sem a aplicação do fluido de corte, mas em

3 circunstâncias ocorreram incêndio na máquina. Acredita-se que devido a

pequena seção do cavaco, pois f=0,04 mm/rev e ap=0,15 mm, e a grande

concentração de calor localizado foram os fatores que desencadearam o

fogo.

• Os parâmetros de corte, que seriam referências para a aplicação da

metodologia da otimização do processo foram definidos e apresentados na

Figura 4.13.

Trecho vc (m/min) f (mm/rev)

AB 230 0,06

BC 230 0,06

CD 230 0,04 C

D

B

A

Figura 4.13 – Parâmetros de corte definidos no pré-teste.

• A seqüência de usinagem definida conforme item 4.1.5.

• Para a aplicação da metodologia de otimização do processo foi definida a

utilização do inserto fornecido pela Sumitomo Classe BNX25.


4.2- Prática Experimental para Otimização do Processo

A prática experimental aqui descrita foi realizada conforme planejado no

“Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais”, e, também orientados pelos

próprios cálculos e resultados de testes parciais aqui definidos.

4.2.1- Levantamento de Dados

O levantamento dos dados abaixo foi realizado conforme definido no item

3.7.3, contendo informações sobre custos e cronometragem dos tempos

necessários para os cálculos das velocidades de corte que compõem o IME.

Vsi = R$ 723,29 Custo de aquisição do porta-ferramenta

Nfp = 1.000.000 Vida média para o porta-ferramenta

Kpi = R$ 97,16 Custo de aquisição do inserto

Ns = 1 Número de arestas de corte disponíveis

H = 5918 h Número de horas de trabalho previstas por ano

Vmi = R$ 700000 Valor inicial de aquisição da máquina-ferramenta

im = 0,5 anos Idade da máquina-ferramenta

M = 15 anos Vida prevista para a máquina-ferramenta

j = 0,1515 Taxa anual de juros

Kmc = 15500,00 R$/ano Custo de conservação da máquina por ano

Em = 7,44 m2 Espaço ocupado pela máquina-ferrarnenta

Ke = 1000,00 R$/m2.ano Custo do m2 ocupado pela máquina-ferramenta

tft = 3 min Tempo de troca da ferramenta

Sh = R$ 22,00 Salário e encargos do operador

O ponto de partida para realização dos ensaios, conforme 3.7.4 item “A”, foi a

utilização da vc1 = 230 m/min para o Ensaio 1. Esse valor foi resgastado dos

pré-testes. O Ensaio 2 foi realizado com uma velocidade de corte 20% superior

à primeira, ou seja, vc2 = 276 m/min, os demais parâmetros de corte não

sofreram variações.


4.2.2- Ensaio 1 - vc1 = 230 m/min

Nesse ensaio foram coletados os seguintes dados:

Zt1 = 731 pçs Vida da aresta da ferramenta expressa em número de peças

tt1 = 0,6 min Tempo total

A vida da ferramenta, Zt1, representa o valor médio das vidas verificadas para

cada um do sete ensaios realizados. Os valores individuais são: 819, 471,

1186, 618, 605, 700 e 720.

O tempo total de usinagem da peça, tt1, foi obtido por meio de cronometragem.

Utilizando a equação 2.22 foi calculado o tempo efetivo de corte:

tc1= 0,2975 min Tempo efetivo de corte

O valor do Ra foi coletado para cada um dos sete ensaios, como o gráfico não

possuía boa visualização, optou-se por representar a curva média e, indicar o

desvio padrão para cada ponto, conforme Figura 4.14.


Vc1=230m/min f=0,04mm/giro r=0,4mm

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

1,1

1,2

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

Zt (Nº de Peças)

R a (M

icron

)

Figura 4.14 – Ra para o Ensaio 1.

O desvio padrão calculado tomou por base a população inteira como

argumentos. O desvio padrão é uma medida do grau de dispersão dos valores

em relação ao valor médio (a média).


4.2.3- Ensaio 2 - vc2 = 276 m/min





cada um do sete ensaios realizados. O valores individuais são: 316, 570, 335,

574, 590, 415 e 600.


O valor do Ra foi coletado cada um dos sete ensaios, como o gráfico não




Vc2=276m/min f=0,04mm/giro r=0,4mm

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 100 200 300 400 500 600

Zt (Nº de Peças)

R a (M

icron

)


4.2.4- Cálculos das Velocidades do IME

Antes de calcular as velocidades, alguns cálculos auxiliares tiveram que ser

feitos. Com as equações 2.44 e 2.45 puderam ser calculados o coeficiente “x” e

a constante “K” da equação de Taylor (2.24):

x = 3,25022

K = 10317307308


Com a equação 2.32 foi calculado o custo de cada aresta de corte do inserto:

Kft = R$ 97,16072

E com a equação 2.29 foi calculado o salário máquina:

Sm = R$ 28,01771

De posse dos levantamentos e dos resultados dos cálculos auxiliares, agora já

é possível calcular as velocidade de corte que compõem o IME.

Com a equação 2.26 foi calculada a velocidade de corte de máxima produção:

vcmxp = 669,44938 m/min

Com a equação 2.40 foi calculada a velocidade de corte de mínimo custo:

vcmc = 215,43220 m/min

E, por último, com a equação 2.41 foi calculada a velocidade de corte de

mínimo custo limite:

vcmcLim = 217,12330 m/min

Lembrando que ficou definido no item 3.7.4. item “D”, pela utilização da

velocidade de corte de mínimo custo limite, vcmcLim, para minimização do custo

do processo.

Com os resultados acima, a próxima etapa seria validar os cálculos

submetendo as velocidades aos testes práticos.

4.2.5- Ensaio 3 - vcmcLim = 217 m/min





cada um do sete ensaios realizados. Os valores individuais são: 684, 708,

1350, 950, 749, 1021 e 550.


O valor do Ra foi coletado para cada um dos sete ensaios, como o gráfico não





VCmcLim=217m/min f=0,04mm/giro r=0,4mm

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300

Zt (Nº de Peças)

R a (M

icron

)


4.2.6- Ensaio 4 - vcmxp = 669 m/min





cada um do sete ensaios realizados. O valores individuais são: 318, 356, 381,

98, 213, 231 e 358.


Não foram coletados os valores de Ra para plotagem dos gráficos devido a

baixa produtividade do inserto, que encareceria muito os ensaios.

4.2.7- Tempos de Usinagem

Após a realização dos 4 ensaios foi compilado o gráfico da Figura 4.17

representando os tempos totais de usinagem para cada peça medido para

cada velocidade.


Tempo Total de Usinagem tt SUMITOMO Classe BNX25

0,5

0,55

0,6

0,65

200 300 400 500 600 700

vc (m/min)

t t (mi

n)

Figura 4.17 – Tempo total de usinagem da peça.

4.2.8- Cálculos dos Custos de Produção por peça

A equação 2.27 representa a composição do custo de produção por peça pelas

parcelas: Custo de mão de obra envolvidos na usinagem (Kus), custo da

máquina-ferramenta (Kum) e o custo das ferramentas (Kuf). A seguir é feito o

cálculo de cada uma das parcelas e o cálculo dos custo total para cada

velocidade de corte considerada nesse trabalho.

Com a equação 2.28 foi calculado o custo de mão de obra envolvidos na

usinagem:

vc1 = 230 m/min ⇒ Kus1 = R$ 0,22000

vc2 = 276 m/min ⇒ Kus2 = R$ 0,20167

vcmcLim = 217 m/min ⇒ Kus3 = R$ 0,23467

vcmxp = 669 m/min ⇒ Kus4 = R$ 0,19067

Com a equação 2.30 foi calculado o custo máquina-ferramenta:

vc1 = 230 m/min ⇒ Kum1 = R$ 0,28018

vc2 = 276 m/min ⇒ Kum2 = R$ 0,25683

vcmcLim = 217 m/min ⇒ Kum3 = R$ 0,29886

vcmxp = 669 m/min ⇒ Kum4 = R$ 0,24282


Com a equação 2.33 foi calculado o custo das ferramentas:

vc1 = 230 m/min ⇒ Kuf1 = R$ 0,13291

vc2 = 276 m/min ⇒ Kuf2 = R$ 0,20033

vcmcLim = 217 m/min ⇒ Kuf3 = R$ 0,11311

vcmxp = 669 m/min ⇒ Kuf4 = R$ 0,34825

Com os cálculos acima e, aplicando na equação 2.27 tem-se o custo de

produção por peça:

vc1 = 230 m/min ⇒ Kp1 = R$ 0,63309

vc2 = 276 m/min ⇒ Kp2 = R$ 0,65883

vcmcLim = 217 m/min ⇒ Kp3 = R$ 0,64663

vcmxp = 669 m/min ⇒ Kp4 = R$ 0,78173

A Figura 4.18 representa esses custos para cada velocidade de corte.

Figura 4.18 – Custos de usinagem da peça.

Custos de Produção por PeçaSUMITOMO Classe BNX25

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80

200 300 400 500 600 700

vc (m/min)

Cust

os (R

$/peç

a)

Kp Kuf Kum Kus


4.2.9- Curvas de Desgaste

Conforme observado no item 3.6.4, os ensaios foram realizados com a

máquina em regime de produção normal, logo, não havia possibilidade de

interromper a produção para medir o desgaste de cratera “KT” das ferramentas,

pois a medição é demorada e a máquina não poderia ficar à espera do retorno

da ferramenta.

Assim novos testes foram feitos com configuração especial que consistiu em

submeter a ferramenta, para cada velocidade de corte definida em cada um

dos ensaios, à vidas preestabelecidas em número de peças: 20, 100, 200, 300

etc.. O teste seguiu até atingir um valor máximo, múltiplo de 100, inferior à vida

média da ferramenta, calculada pela repetição de 7 vezes dos ensaios

descritos nos itens “A”, “B” e “E”, ou seja, quando uma ferramenta atingiu um

dos valores de vida preestabelecido, ela foi retirada da máquina e substituída

por outra, e assim sucessivamente.

Os dados foram plotados no gráfico conforme Figura 4.19.

Evolução KTSUMITOMO Classe BNX25

0

0,05

0,1

0,15

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Zt (Nº de Peças)

KT (m

m)

Vc=217m/min Vc=230m/min Vc=276m/min

Figura 4.19 – Curva KTxZt.


A prática acima adotada possui limitações que são evidentes ao analisar a

Figura 4.19: Percebe-se, por exemplo, situação em que para um determinado

valor Zt com um KT correspondente, e tomando para um outro Zt subsequente o

KT correspondente a esse possui valor inferior ao primeiro. Tal fato é

improvável, pois não existe regressão da medida de desgaste durante a

usinagem. Esse fenômeno ocorreu devido às variações do processo que foram

evidenciados pela sistemática adotada.

A maneira de eliminar a influência dessas variações foi tomar a mesma curva,

mas, trabalhando em termos de curvas de tendência, conforme Fig. 4.20.

Evolução KTSUMITOMO Classe BNX25

0

0,05

0,1

0,15

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Zt (Nº de Peças)

KT (m

m)

Limite Linear (Vc=276m/min)

Linear (Vc=230m/min) Linear (Vc=217m/min)

Figura 4.20 – Curva KTxZt (Curvas de Tendência).

Analisando as curvas acima foram resgatadas as equações para cada uma

delas e, utilizando um valor de desgaste KT como referência igual a 0,13 mm,

apresenta-se os seguintes valores, conforme Fig. 4.21.


vc

(m/min) Equação

KT padrão (mm)

Zt

(No de peças)

276 Zt = KT / 0,0003240679 0,13 401,15

230 Zt = KT / 0,0001834019 0,13 708,83

217 Zt = KT / 0,0001449804 0,13 896,67

Figura 4.21 – Levantamento de dados para a Curva de Vida.

A escolha do valor de referência do desgaste KT, igual à 0,13 mm, não foi

baseado nas consultas as normas de medidas de desgastes vigentes, mas

sim, utilizando análises anteriores, pois o critério de fim de vida útil adotado

para esse trabalho não foi o alcance das medidas de desgastes pré fixadas,

mas, a falha catastrófica do inserto. Esse valor pode ser considerado como

“fator de aferição” da curva com os valores reais verificados.

Na Figura 4.22 mostra-se a curva de vida da ferramenta, e na Fig. 4.23 sua

representação logarítmica. Para avaliar a qualidade e a precisão é precisar

ponderar quanto às observações acima.

Curva ZtxVcSUMITOMO Classe BNX25

300

400

500

600

700

800

900

210 220 230 240 250 260 270 280

vc(m/min)

Z t (P

eças

)

Figura 4.22 – Curva de vida da ferramenta.


Curva ZtxVc(Curva Logarítmica)SUMITOMO Classe BNX25

300

400

500

600

700

800

900

210 220 230 240 250 260 270 280

vc(m/min)

Z t (P

eças

)

Figura 4.23 – Curva logarítmica de vida da ferramenta.

Analisando a curva acima resgata-se a equação de vida da ferramenta. Na

Figura 4.24 mostra-se essa equação e, por meio dela é possível calcular sua

eficiência confrontando os valores reais testados e o resultado dos cálculos.

vc

(m/min) Equação

Zt

(calculado)

Zt

(real) %

276 391,19 485 19,34

230 750,55 731 -2,67

217

Zt = -1971Ln(vc) + 11469

865,22 859 -0,724

Figura 4.24 – Validação da equação de vida da ferramenta.

Com efeito a equação exibida na Figura 4.24 por ser utilizada para estimar a

vida da ferramenta, mas a equação tem efeito apenas para as velocidades

contidas no intervalo entre 217 m/min e 276 m/min.


4.3. Mecanismos de Desgaste

4.3.1- Introdução

O objetivo principal deste trabalho era determinar a velocidade de corte de

mínimo custo, calculada e divulgada na literatura científica e na sequência,

testá-la nas condições reais de usinagem, no chão de fábrica e com isso,

verificar a sua real eficácia. Mas, durante a realização os ensaios

experimentais, surgiram algumas questões relativas à forma que a cunha

cortante ia tomando, com a progressão do desgaste. Isso influenciava os

parâmetros de superfície e dimensionais avaliados. Além disso, em diversas

situações, a ferramenta instantaneamente sofria a denominada falha

catastrófica, danificando totalmente a cunha cortante e inutilizando-a para o

corte. Dessa forma, já que uma pesquisa acaba por gerar outras demais,

optou-se por fazer mais uma etapa no trabalho e os objetivos inicialmente

propostos foram ampliados. Esta nova etapa do trabalho passou a ser o de

buscar entender a possível mudança na forma do desgaste da cunha cortante

e também os mecanismos que estariam atuando na área da seção de corte.

Conforme descrito no Capítulo 3, Procedimentos Experimentais, após diversos

regimes de trabalho, as ferramentas que usinavam a velocidade de mínimo

custo limite (vcmcLim) foram retiradas para avaliação no microscópio eletrônico

de varredura.

A abordagem tribológica aplicada à usinagem, vem sendo utilizada em diversas

publicações científicas. Os pesquisadores buscam informações, utilizando-se

da tribologia, para melhor entender o processo e explicar o mecanismo das

ferramentas se desgastarem. A seguir, mostram-se alguns trabalhos nessa

área de conhecimento.

Chubb e Billingham (1980), usinaram no torneamento a 244 m/min e 0,185

mm/rev e 2 mm de profundidade, aço de média liga, recozido. As formas de

desgaste predominantes foram o flanco e a cratera, provocados por adesão e

abrasão. Após microcamadas se aderirem à ferramenta, posteriormente elas

são arrancadas ou se desprendem, levando com ela partículas do material da

ferramenta.


Dolinsek et al. (2001), estudaram o processo de fresamento de superfície com

fresas ball nose. Eles fizeram estudo dos mecanismos de desgaste que ocorre

com ferramentas de metal duro. Eles encontraram como principal mecanismo à

oxidação da camada revestida, seguido por adesão e microlascamentos.

Kopak et al. (2001), fizeram uma abordagem generalista sobre os aspectos

tribológicos envolvidos na usinagem. Eles abordam os temas relacionados a

elevadas temperaturas e pressões específicas de corte, nos processos HSC e

mostram os principais mecanismos de desgaste, como oxidação, difusão e

abrasão.

Liu et al. (2002), estudaram os aspectos tribológicos envolvidos no fresamento

de ferro fundido cinzento e de aço 1045, recozido e temperado. As ferramentas

avaliadas foram de: PCBN, cerâmicas Si3N4, Al2O3 + TiC, Metal Duro e Metal

Duro com microgrãos. Eles fizeram o estudo das formas e mecanismos de

desgaste nas ferramentas e mostraram que falhas por lascamento e quebra

foram relevantes. Os mecanismos de desgaste identificados como dominantes

foram microlascamento, oxidação e difusão.

4.3.2- Considerações tribológicas sobre o sistema em avaliação

O sistema tribológico avaliado foi o torneamento de aços endurecidos. O corte

é contínuo, com velocidade de corte de 217 m/min e profundidade de corte de

0,15 mm. O avanço foi de 0,04 mm/rev. A ferramenta apresentava raio de

ponta de 0,4 mm (400 µm) e comprimento da hipotenusa do chanfro da aresta

de 0,2 mm (200 µm).

O material da peça foi o Aço DIN 19MnCr5 G de composição química

discriminada na Figura 3.1 e dureza de 58 HRC. Neste aço, os carbonetos

formados são de cromo, molibdênio e vanádio, com durezas respectivas

médias de 1500, 1500, 1750 HV (Hutchings, 1995).

O material da ferramenta foi o PCBN, com 65% de CBN e o restante de reforço

metálico a base de Ti e Al, resultando em dureza aproximada de 3000 HV.

Tomando-se como dureza de referência dos carbonetos de 1500 HV, a sua

relação com a do material da peça é de 0,5 e isso, segundo Hutchings (1995),

caracteriza o sistema tribológico no regime de “abrasão mole” (< 1,2).


Embora neste trabalho não se tenha medido a temperatura na interface

cavaco-ferramenta, por meio de inspeções visuais do processo e por

observações na interface, pode-se predizer que possivelmente ela tenha

chegado próximo à temperatura de fusão do material da peça, que é de

aproximadamente 1300 °C. Outro fator relevante que deve ser considerado nas

discussões que seguem está relacionado à pequena área de contato cavaco-

ferramenta no processo. O cálculo aproximado, considerando-se uma seção

quadrada, de área igual ao produto do avanço pela profundidade de corte,

mostra que a área era de 0,004 mm2.

Para efeito de estimar a pressão específica de corte, tomando-se a força de

corte com valor de 20 N, chega-se a 5000 MPa, que é um valor elevado,

mesmo para a ferramenta de PCBN, que apresenta limite de resistência à

tração médio de 0,9 GPa.

Sintetizando, o sistema tribológico em avaliação é de extrema agressividade,

pois a temperatura da interface e a pressão específica de corte são

consideráveis, além da presença de carbonetos duros, no material da peça. A

velocidade relativa ferramenta-peça, no caso a velocidade de corte é de 217

m/min e mesmo que na interface ela seja nula, na zona de aderência (Trent e

Wrigth, 2000), nos instantes em que ela se renova, o fluxo de material

movimentado é considerável.

Os resultados obtidos são apresentados a seguir.

4.3.3- Avaliação da ferramenta após usinar 20 peças

Nas Figuras 4.25 a 4.32 mostram-se fotos do MEV das ferramentas e

avaliações de composição química, após a usinagem de 20 peças.

Na Figura 4.25 mostra-se a vista panorâmica da cunha cortante. Nessa figura

observa-se a ocorrência de duas formas de desgaste: flanco e cratera. Ainda

nessa figura observa-se, no lado direito, que a cratera se desmembra em duas,

uma localiza-se próxima à parte inferior do chanfro e a outra próxima à região

central do chanfro. A explicação está compreendida nos seguintes fatores:

Direção do corte: no faceamento é vertical, no torneamento cônico é

inclinada, e, torneamento cilíndrico é horizontal;


Diferença de parâmetros de corte: no faceamento f = 0,06 mm/rev, no

torneamento cônico f = 0,04 mm/rev e, no torneamento cilíndrico f = 0,06

mm/rev.

Figura 4.25 – Vista da cunha cortante da ferramenta desgastada.

Figura 4.26 – Composição química da área demarcada na região “A” da figura

4.25

D

C

B

A


Na Figura 4.26 observa-se que o PCBN utilizado no projeto apresentava o

reforço metálico à base de Ti e Al. Essa informação não havia sido

disponibilizada em tempo hábil pelo fabricante da ferramenta para

preenchimento da Tab. 2.1, para a classe BNX 25.

Figura 4.27 – Região craterizada com maior ampliação na região “B” da Figura

4.25.

Figura 4.28 – Ampliação da área demarcada na Figura 4.27, região craterizada

e presença de cavidades.


Figura 4.29 – Composição química, medida no interior da cratera, na da área

demarcada na Figura 4.27.

Na Figura 4.28 observa-se na região craterizada a presença de cavidades,

possivelmente devido ao arrancamento dos grãos de Nitreto Cúbico de Boro.

Pela Figura 4.29 destaca-se a presença de manganês na ferramenta, isso

sugere que houve transferência por difusão.

Figura 4.30 – Detalhe demarcado na região “C” da Figura 4.25, parte inferior da

superfície de folga.


Na Figura 4.30 observa-se material aderido na parte inferior da superfície de

folga.

Figura 4.31 – Vista da aresta de corte e superfícies de saída e de folga detalhe

“D” da Figura 4.25.

Figura 4.32 – Composição química do material aderido na aresta de corte, na

área demarcada na Figura 4.31.

Na Figura 4.32, a existência de oxigênio aderido na aresta de corte sugere a

ocorrência de oxidação, o carbono pode ter sido transferido difusão e adesão.


4.3.4. Avaliação da ferramenta após usinar 400 peças

Nas Figuras 4.33 à 4.43 mostram-se as fotos no MEV da ferramenta e

avaliações de composição química, após a usinagem de 400 peças. Nas

Figuras 4.33 e 4.34 mostram-se as vistas panorâmicas da ferramenta

desgastada. Na Figura 4.35 evidencia-se a craterização da superfície de saída

e o desgaste na superfície de folga.


Figura 4.34 – Vista da cunha cortante da ferramenta desgastada, evidenciando

a craterização, desgaste de flanco e trincas (no detalhe “A”).

A


Figura 4.35 – Vista da cunha cortante, evidenciando o desgaste de flanco e a

forma da cratera.

Figura 4.36 – Região de transição da cratera e superfície plana da ferramenta.


Figura 4.37 – Vista do detalhe demarcado na Figura 4.36 evidenciando

microtrincas e desprendimento de material.

Figura 4.38 – Vista da cunha cortante, evidenciando trincas e adesão.


Figura 4.39 – Detalhe da superfície de folga e regiões de adesão, demarcada

na Figura 4.38.

A composição química da região demarcada na Figura 4.39 segue na Figura

4.40, destacando o alto percentual de Ferro aderido na Ferramenta.

Figura 4.40 – Composição química da área demarcada na Figura 4.39.


Figura 4.41 – Detalhe da trinca, demarcado na Figura 4.38.

Figura 4.42 – Interior da trinca, demarcado na região da Figura 4.43,

evidenciando microtrincas no fundo.


Figura 4.43 – Composição química no fundo da trinca, na área demarcada na

Figura 4.42.

A existência de manganês e silício no interior do sulco sugere a transferência

de material por difusão, o oxigênio denota ocorrência de oxidação.


4.3.5 - Avaliação da ferramenta após usinar 800 peças

Os fenômenos observados nas avaliações após a usinagem de 20 e 400 peças

predominaram no inserto após a usinagem de 800 peças, pelo que se pode

observar nas Figuras 4.44 à 4.55.


Figura 4.45 – Vista da cunha cortante da ferramenta desgastada, evidenciando

a craterização e o desgaste de flanco alterando a forma da ferramenta.

Nas Figuras 4.46 a 4.48 observam-se marcas de abrasão na superfície de

folga, promovidas pela agressividade dos grãos abrasivos.


Figura 4.46 – Detalhe da superfície de folga, evidenciando marcas de abrasão

e adesão de material.

Figura 4.47 – Vista da cunha cortante, evidenciando a craterização, desgaste

de flanco e alteração da forma da aresta cortante.

B

A


Figura 4.48 – Detalhe da aresta de corte e da superfície de folga, demarcado

na

região “A” da Figura 4.47.

Na Figura 4.49 mostra-se a composição química medida na área “A” da Fig.

4.48. Observa-se a presença de elementos presentes no material da peça e na

ferramenta. Dessa forma, sugere-se que tenha havido a adesão e combinação

entre os materiais.

B

A

C


Figura 4.49 – Composição química da área demarcada por “A” na Figura 4.48,

medida na superfície de folga.

Na Figura 4.50 mostra-se a ampliação da área “B” da Fig. 4.48. Já na Figura

4.51 mostra-se a composição química, medida nessa mesma área. Observa-se

a grande quantidade de materiais, originados da peça (Fe, Mn e Cr), presentes

e caracterizando a adesão.

Figura 4.50 – Detalhe “B”, demarcado na Figura 4.48, evidenciando adesão,

marcas de abrasão e microtrincas.


Figura 4.51 – Composição química, medida na área demarcada na Figura 4.50,

sobre o material aderido à superfície de folga.

Na Figura 4.52 mostra-se a ampliação da área “C” da Fig. 4.48. Observa-se a

presença de microtrincas. Já na Figura 4.53, mostra-se a composição química

medida nessa mesma área. Os resultados mostram que nessa região, há a

combinação entre elementos presentes nos materiais da ferramenta e da peça.

Figura 4.52 – Detalhe da superfície de folga, demarcado na região “C” da

Figura 4.48.


Figura 4.53 – Composição química medida sobre as microtrincas na superfície

de folga, na área demarcada na Figura 4.52.

Nas Figuras 4.54 e 4.55 mostram-se detalhes da superfície de saída da

ferramenta, na região de transição entre o final da cratera e a fase plana da

superfície de saída. Observa-se, a presença de microtrincas e de adesão do

material da peça.

Figura 4.54 – Detalhe da cratera, demarcado na região “B” da Figura 4.47,

evidenciando adesão e trincas.


Figura 4.55 – Detalhe da trinca, demarcado na Figura 4.54.

4.3.6. Comentários sobre a análise tribológica

As análises realizadas no MEV mostraram que as formas dominantes de

desgaste foram de flanco e de cratera. Quanto aos mecanismos de desgaste,

pode-se dizer que a adesão, seguida por arrancamento de material da

ferramenta, esteve presente na maioria das observações. A abrasão também

foi outro mecanismo relevante, provocado pela agressividade dos carbonetos

presentes no material da peça e também pelos grãos de CBN arrancados pelo

mecanismo de adesão e arrancamento de material. Microtrincas, foram

observadas em diversas situações. Embora não se tenha medido a

temperatura da interface cavaco-ferramenta, por meio de inspeções visuais

quanto à coloração do cavaco e por dados da literatura científica, que os

valores superaram os 1000 0C. Com isso, acredita-se que a difusão também

esteve presente, como relevante mecanismo de desgaste e associado à

adesão, o que fortalece as hipóteses de arrancamento de material. Na

usinagem, a comprovação de que realmente a difusão esteve presente, não é

uma tarefa simples. Necessitava-se de outras investigações e instrumentações,

para se afirmar, mostrando evidências embasadas cientificamente, o que fugiu

do escopo principal desse trabalho.

O PCBN é um material de boa inércia química com a maioria dos outros

materiais. Normalmente, ele apresenta grande desgaste por difusão, na


usinabilidade de aços de baixa dureza, como os aços com baixo teor de

carbono (Abrão, 1995).

Na Figura 4.56 mostra-se um modelo de desgaste de adesão e arrastamento,

proposto por Chou (1994).

Adesão

Fase reforço(Ti/Al) Grãos de CBN

Fase reforço(Ti/Al) Grãos de CBN

CavidadesSuperfície daferramenta

Adesão na superfície desaída da ferramenta

Figura 4.56 - Um modelo simples de desgaste adesivo e interação com a

camada aderida à superfície de saída da ferramenta (Chou, 1994).

Segundo Chou (1994), na usinagem com ferramentas de PCBN, a afinidade

química entre os materiais do reforço metálico com o da peça são

fundamentais para ditar o comportamento do sistema tribológico quanto ao

desgaste. Ele mostrou que nas situações de grande afinidade, uma camada de

material da peça adere à superfície de saída da ferramenta e em momentos

seguintes ela é retirada, arrancando grãos de CBN. A partir daí, estes grãos de

elevada dureza (HV 4000), atuam como partículas abrasivas, provocando

microcortes, microsulcamentos e microlascamentos, atuando individual ou

simultaneamente na superfície da ferramenta.

Capítulo 5

Comentários Finais e Conclusões

5.1. Comentários finais

Após calculadas as velocidades que constituem o IME, elas tiveram que passar

por um processo de validação por meio de testes práticos. A vcmxp foi facilmente

confirmada conforme se vê na Figura 4.17. Porém, a vcmcLim, que é igual à 217

m/min, e que segundo Malaquias (1999), “nunca será menor que vcmc, e nunca

maior que vcmxp”, apresentou um custo Kp3 = R$ 0,64633 contra Kp2 = R$

0,63309, que corresponde ao custo da vc1 = 230 m/min. Ou seja, na prática a

vcmcLim não apresentou efetivamente a condição de menor custo. Mas, a

diferença entre os dois valores de custo foi de R$ 0,01354, menor que 2%. A

explicação deve-se ao fato das velocidades vcmcLim e vc1 serem muito próximas,

com variação de cerca de 5%. Baptista (2000), afirma que as velocidades de

corte que constituem o IME devem pertencer ao intervalo utilizado no ensaio

(vc1 e vc2), podendo ainda, respeitar uma tolerância de ±10%, salvo a vcmxp, que

devido a influencia de tft, pode atingir valores muito altos. Baptista (2000), ainda

afirma que caso contrário, será necessário adotar um novo intervalo, e

providenciar novo experimento. Baseado nas considerações acima, pode-se

afirmar que a velocidade de corte de mínimo custo a ser considerada para o

sistema deverá ser, vcmcLim = 230 m/min, com efeito, pois analisando a Fig. 4.18

fica evidente que qualquer valor inferior ou superior a esse implicará em

aumento do custo Kp. Esse acerto do valor original deve-se ao fato da precisão

e qualidade do pré-testes.

Outro aspecto que merece destaque é a razão que motivou o uso do fluido de

corte. Diniz et al. (1999), afirmaram que as principais funções do fluido de corte

são: Prevenção contra a soldagem cavaco – ferramenta, retirada do cavaco da

região de corte, proteção contra corrosão, redução da dilatação térmica da

114

Capítulo 5 – Comentários Finais e Conclusões 115

peça e evitar dano à estrutura superficial e o crescimento exagerado de

tensões na superfície da peça (retificação). Mas o que realmente motivou o uso

do fluido de corte foi a prevenção contra incêndio na máquina. A causa pode

ser o fato do cavaco apresentar seção extremamente pequena (f = 0,04

mm/rev e ap = 0,15 mm), o calor gerado concentrou numa área muito pequena

e, as fagulhas provocadas pela abrasão podem ter precipitado o fogo. Esse

fenômeno ocorreu durante os pré-testes, mas, vale lembrar que a validação

final dos parâmetros de corte nessa fase estabelecidos foram feitos com a

utilização de fluido de corte.

Também chama atenção, nesse trabalho, o critério de fim de vida da

ferramenta adotado. Machado e Silva (1999), citam como critérios o tempo total

de trabalho, percurso de corte (km), percurso de avanço (mm), volume de

material removido, número de peças produzidas, velocidade de corte para um

determinado tempo de vida, ou conforme mais conveniente. No entanto, o

critério adotado foi a falha catastrófica (quebra) do inserto. Alguns

esclarecimentos: a máquina adotada possui sistema de controle dimensional

post-process das características dimensionais principais. Durante a usinagem

do lote de peças, são corrigidas as dimensões; com as variações de processo,

como desgaste da ferramenta, o sistema mede a peça e envia sinal para o CN

fazendo as compensações necessárias. Quando um refugo é gerado, a peça é

separada, e é interrompido o ciclo para que as providencias necessárias para

corrigir a anomalia sejam tomadas. A afiação da ferramenta é inviável, logo, se

deixar a ferramenta trabalhar até sua quebra as únicas providências

necessárias serão: substituir a ferramenta por outra nova e, repassar a peça

separada como refugo. Vale esclarecer que a peça na qual ocorreu a quebra

da ferramenta não sofre nenhuma implicação qualitativa definitiva, apenas

verifica-se a falha da usinagem do ponto da quebra em diante, daí a

necessidade de repasse. Esse critério de fim de vida otimiza ao máximo a vida

da ferramenta.


5.2. Conclusões

Após o desenvolvimento do trabalho proposto, chegou-se às seguintes

conclusões:

1. A metodologia utilizada para a obtenção da velocidade de mínimo custo se

mostrou eficaz, quando utilizada em ambiente industrial;

2. O método proposto e utilizado foi validado em condições reais de usinagem

e poderá ser utilizado noutras operações e/ou processos;

3. O estudo de otimização do processo aumentou a produção de 110 peças

para 731 peças, resultando em um ganho de 665 %;

4. As formas de desgaste dominantes foram de cratera e de flanco;

5. Os mecanismos de desgaste dominantes foram a adesão seguindo pelo

arrancamento de material, abrasão e microtrincas.


5.3. Sugestões para trabalhos futuros

No início dos trabalhos, quando se buscava a estabilização do processo para

poder aplicar a metodologia, foram feitos testes prévios aqui denominados pré-

testes. Nessa fase pairavam dúvidas sobre a exequidade desse trabalho tanto

pelo respeito ao cronograma traçado, quanto pelas dúvidas surgidas e as

conseqüentes necessidades de investigações prévias. Felizmente os trabalhos

puderam seguir o roteiro e ser finalizado. Mas, se se observar com cuidado,

nessa fase de pré-testes percebe-se pontos que poderiam ser melhor

investigados e que poderiam tornar esse trabalho mais completo e, certamente,

diversas dúvidas que ficaram poderiam se melhor esclarecidas. O projeto inicial

apresentava objetivos bastante claros e específicos, o que não permitiu que

outros pontos fossem melhor avaliados. Dessa forma, a primeira sugestão que

fica para trabalhos futuros é avaliar melhor os tópicos contemplados na fase de

pré-testes. Além dessa sugestão segue-se algumas para investigação futura:

Aprofundar no estudo das formas e mecanismos de desgaste, e aprofundar

no estudo de curvas de vida de ferramentas num contexto mais amplo do

processo estudado;

Investigar a correlação entre as forças geradas durante o torneamento, o

acabamento superficial e as formas de desgaste;

Utilizar classes de ferramentas com maior concentração de CBN e

diferentes materiais ligantes e observar o comportamento do desgaste e o

acabamento superficial das peças usinadas;

Implementar ferramentas estatísticas para dimensionar o tamanho ideal da

amostragem durante a otimização;

Desenvolver metodologias para otimização de outras operações tais como

a furação e a retificação;

Desenvolver e aplicar um programa especialista para operações de

torneamento com otimização automática para verificar se contribui no apoio ao

especialista humano.

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proposta para dissertao de mestrado - biblioteca.pucminas.br · orientação e incentivo dispensado...

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