Análise do desgaste de ferramentas no fresamento de ... · Resumo Técnicas não intrusivas de monitoramento são importantes aliadas para redução do descarte subjetivo de ferramentas

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA

MECÂNICA

Cláudio Parreira Lopes

Análise do desgaste de ferramentas no

fresamento de engrenagens cônicas de

grandes dimensões fundidas

em aço ABNT 4140

São João Del Rei, 2013


fresamento de engrenagens cônicas de

grandes dimensões fundidas

em aço ABNT 4140

Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado

da Universidade Federal de São João Del Rei,

como requisito para a obtenção do título de

Mestre em Engenharia Mecânica

Área de Concentração: Materiais e Processos de

Fabricação

Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga

São João Del Rei, 2013

L864a

Lopes, Cláudio Parreira

Análise do desgaste de ferramentas no fresamento de engrenagens

cônicas de grandes dimensões fundidas em aço ABNT 4140 [manuscrito] /

Cláudio Parreira Lopes. - 2013.

77f. ; il.

Orientador: Durval Uchôas Braga

Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de São João Del Rei.

Departamento de Engenharia Mecânica.

Referências: f. 73-77.

1. Fresamento - Teses. 2. Avarias - Teses. 3. Engrenagens -

fabricação - Teses. 4. Comando Numérico Computadorizado - CNC - Teses.

5. Corrente elétrica - Teses. I. Braga, Durval Uchôas (orientador) II.

Universidade Federal de São João Del Rei. Departamento de Engenharia

Mecânica. III. Título

CDU: 621.914

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA

MECÂNICA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO


fresamento de engrenagens cônicas de grandes

dimensões fundidas em aço ABNT 4140

Autor: Cláudio Parreira Lopes Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga

A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação:

São João Del Rei, 19 de abril de 2013

Dedico este trabalho à minha esposa Michele, meu raio de sol.

Agradecimentos

Agradeço primeiramente a Deus, força constante que me fez prosseguir nos

momentos difíceis deste caminho, sendo meu guia, meu piloto, minha luz e meu

norte durante este tempo de provação e mudança de pensamento.

Agradeço também a minha esposa Michele de Cássia Fernandes Fonseca,

por compartilhar os momentos de alegrias e tristezas durante o mestrado. Pela

companhia e pelo carinho, dedico este trabalho a você.

A minha família, Sr. Armando Lopes de Camargos, Sra. Raimunda Parreira

Lopes, Sr. Jairo Antônio de Paula, Adriano Parreira Lopes, Luciana Parreira Lopes,

Mateus Silva Correa, Sr. Divino José da Fonseca, Sra. Beatriz Fernandes Fonseca,

Lorena Angélica Fonseca, Arnaldo de Andrade, Fernanda Fernandes Fonseca e

Daniel Chaves Backer, pelo apoio e pela amizade neste período de ausência.

Aos colegas da Pemill Indústria de Usinagem Ltda. que ajudaram na

realização dos ensaios: Claudiney Libério de Bessa, Rômulo Nilmar de Sousa,

Anderson Alessandro Diniz, Fábio Lara Amaral e Luiz Henrique de Brito. Ao amigo

Edson José dos Santos pelo apoio técnico na parte elétrica. Aos amigos Paulino

Salviano Filho e Edson Lemos de Sousa por terem disponibilizado os recursos

necessários para realização deste trabalho.

Ao Prof. Dr. Wagner Custódio de Oliveira, do Centro Federal de Educação

Tecnológica Cefet Divinópolis, pela divulgação dos trabalhos em seu blog.

Ao Prof. Steven Shenfield, do Centro de Cultura Britânica Red Lion

Divinópolis, pela importante contribuição no aprendizado da língua inglesa.

Aos colegas de mestrado Reinaldo Emílio Cruz de Jesus, Elifas Levi da Silva,

Deibe Valgas dos Santos, Ana Paula Borges de Melo, Ely Wagner Ferreira Sabará e

Cleiton Arlindo Martins, pelo companheirismo e pelo tempo de convivência

compartilhado.

Aos funcionários da Universidade Federal de São João Del Rei UFSJ, Camilo

Lellis dos Santos, Emílio Dias Moreira, Mônica Maria Jaques, Prof. Dr. José Antônio

da Silva, Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão, Prof. Dr. Marco Antônio Schiavon, Prof.

Dr. Frederico Ozanan Neves, pela experiência e dedicação demonstradas.

Ao Prof. Dr. José Felipe Dias e ao Prof. Antônio Lombardo, da Universidade

de Itaúna UIT, que abriram as portas para meu ingresso no programa de mestrado.

Em especial ao amigo Prof. Dr. Durval Uchôas Braga, da Universidade

Federal de São João Del Rei UFSJ, pela dedicação e pelo comprometimento

profissional.

Finalmente, a todos aqueles que direta ou indiretamente contribuíram para a

realização deste trabalho.

Resumo

Técnicas não intrusivas de monitoramento são importantes aliadas para redução do

descarte subjetivo de ferramentas nos processo de usinagem. Apesar da crescente

utilização de equipamentos CNC nas indústrias metalmecânicas, existe a ausência

de sensores integrados aos equipamentos que indiquem ao operador o momento

ideal para troca da ferramenta desgastada. Assim, torna-se necessário aliar métodos

diretos e indiretos de controle com o objetivo de suprir esta carência. Neste trabalho

foram monitorados os sinais de corrente elétrica/potência no processo de fresamento

frontal de engrenagens em máquina CNC com o intuito de correlacioná-los ao

desgaste e/ou avarias apresentados. As informações coletadas formaram um banco

de dados responsável pela tomada de decisão com relação ao momento ideal de

substituição das pastilhas no processo. Como variáveis independentes utilizou-se

dois tipos de ferramentas, três valores de velocidade de corte e quatro comprimentos

de usinagem. Os dados foram tratados estatisticamente através da análise de

variância (ANOVA). Por meio do contraste estatístico pode-se concluir que as

ferramentas utilizadas estão sujeitas a maior ocorrência de desgastes e/ou avarias

quando trabalham com menores velocidades de corte, e que os fenômenos de

degradação apresentados podem ser relacionados com o aumento da corrente

elétrica/potência, pelo menos em 83% dos ensaios realizados.

Palavras Chave: CNC, Fresamento, Desgastes/Avarias, Fabricação de

Engrenagens, Corrente Elétrica.

Abstract

Non-intrusive monitoring techniques are important allies to reduce disposal subjective

tools in machining process. Despite the increasing use of CNC equipment in the

metal-mechanic industries, there is a lack of integrated sensors on equipment to

indicate to the operator the ideal time to change the tool worn. Thus, it becomes

necessary to combine direct and indirect methods of control in order to fill the gap. In

this work we monitored the signals of current / power in the process of face milling of

gears on a CNC machine in order to correlate them to wear and / or damage

presented. The information collected formed a database responsible for decision

making regarding the optimal time to replace the pads in the process. As

independent variables, two types of tools, three values of speed of cutting and

machining four lengths. The data were statistically analyzed by analysis of variance

(ANOVA). By means of statistical contrast can be concluded that the tools used are

subjected to higher occurrence of wear and / or damage when working at lower

cutting speeds and that the phenomena of degradation presented may be linked to

increased electric current / power at least 83% of the tests.

Keywords: CNC, Milling, Wear / Damage, Gear Manufacturing, Electrical Current.

Lista de figuras

Figura 2.1 - a) Tornofresamento; b) Fresamento de rosca; c) Fresamento

trocoidal (adaptado de SANDVIK, 2011)..................................... 21

Figura 2.2 - Fresamento frontal (METÁLICA, 2012)....................................... 22

Figura 2.3 - a) χr = 10º; b) χr = 45º; c) χr = 90º (adaptado de

KENNAMETAL, 2012)................................................................. 23

Figura 2.4 - Localização do diâmetro na fresa (ISCAR, 2012)........................ 23

Figura 2.5 - Diferentes valores de Dc em diferentes geometrias de

ferramentas (adaptado de MITSUBISHI, 2012)........................... 24

Figura 2.6 - a) ap fresamento tangencial (adaptado de SANDVIK, 2011); b)

ap fresamento frontal (KENNAMETAL, 2012).............................. 24

Figura 2.7 - a) Largura de corte fresamento tangencial; b) Largura de corte

fresamento frontal (adaptado de SANDVIK, 2011)...................... 25

Figura 2.8 - Velocidade de corte no fresamento (NBR-6162, 1989)............... 25

Figura 2.9 - Avanço por dente no fresamento (adaptado de SANDVIK,

2011)............................................................................................ 26

Figura 2.10 - Avanço por rotação no fresamento (adaptado de SANDVIK,

2011)............................................................................................ 26

Figura 2.11 - Espessura máxima do cavaco no fresamento (WALTER,

2012)............................................................................................ 27

Figura 2.12 - Espessura máxima do cavaco para χr = 90º (ISCAR, 2012)....... 27

Figura 2.13 - Espessura máxima do cavaco em pastilhas redondas (χr < 60º)

(adaptado de SANDVIK, 2011).................................................... 28

Figura 2.14 - Determinação do diâmetro efetivo em fresas tipo ball

(KENNAMETAL, 2010)................................................................ 29

Figura 2.15 - Inclinação do eixo principal da máquina (SANDVIK, 2011)......... 30

Figura 2.16 - Corte raso (KENNAMETAL, 2010).............................................. 31

Figura 2.17 - Diferentes regiões de entrada da ferramenta (adaptado de

SANDVIK, 2011).......................................................................... 31

Figura 2.18 - Danos em ferramentas de corte (adaptado de CHILDS et al.

2000)............................................................................................ 33

Figura 2.19 - Regiões para medição de desgastes em ferramentas

(adaptado de ISO 3685, 1993)....................................................

35

Figura 2.20 - Desgaste de flanco (ISCAR, 2012).............................................. 35

Figura 2.21 - Desgaste de cratera (WALTER, 2007)........................................ 36

Figura 2.22 - Representação gráfica de desgaste em ferramentas (DAVIM,

2008)............................................................................................ 36

Figura 2.23 - Fresamento de engrenagem em centro de usinagem CNC

(HELLER GROUP, 2010)............................................................ 39

Figura 2.24 - a) Verificação do estado de superfície (DIGIMESS, 2012); b)

Inspeção visual............................................................................ 41

Figura 2.25 - Medição óptica............................................................................. 41

Figura 2.26 - Medição da corrente elétrica e potência do motor (adaptado de

MEASURE CURRENT, 2012)..................................................... 42

Figura 2.27 - Modelo de um mapa de intensidade luminosa montado a partir

do sinal de emissão acústica (SOUTO, 2007)............................. 43

Figura 2.28 - Monitoramento por processamento de imagens (BARREIRO et

al., 2008)...................................................................................... 44

Figura 3.1 - Centro de usinagem Travis M2000.............................................. 50

Figura 3.2 - Detalhes e dimensões do corpo de prova................................... 51

Figura 3.3 - Determinação dos comprimentos de corte.................................. 52

Figura 3.4 - Montagem no microscópio Mitutoyo............................................ 53

Figura 3.5 - Montagem no microscópio eletrônico de varredura..................... 54

Figura 3.6 - Projetor de perfil Digimess........................................................... 54

Figura 3.7 - Medição eixo coordenado X para ferramenta T1......................... 55

Figura 3.8 - Transdutor digital Yokogawa....................................................... 55

Figura 3.9 - a) Transformador de corrente (LUKMA, 2012); b) Montagem do

transdutor digital Yokogawa......................................................... 56

Figura 3.10 - Montagem do sistema via Transdig............................................. 57

Figura 3.11 - a) Durômetro manual Time Hardness Tester; b) Pontos de

medição da dureza no perfil do dente usinado............................ 58

Figura 4.1 - Valor médio do desgaste nas ferramentas.................................. 62

Figura 4.2 - Superfície secundária de folga ferramenta T1............................. 63

Figura 4.3 - Superfície secundária de folga ferramenta T2............................. 63

Figura 4.4 - Valor médio da corrente para ferramentas utilizadas.................. 66

Figura 4.5 - Aresta secundária de corte da ferramenta T1 para

comprimento de corte L2; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc....... 68







Lista de tabelas

Tabela 2.1 - Tabela de análise da variância.................................................... 49

Tabela 3.1 - Variáveis independentes.............................................................. 51

Tabela 3.2 - Seleção das ferramentas T1 e T2................................................ 52

Tabela 3.3 - Variáveis dependentes................................................................ 53

Tabela 4.1 - Dureza em Hardness Brinell (HB) no dente da engrenagem...... 59

Tabela 4.2 - Análise de variância para dureza................................................. 60

Tabela 4.3 - Desgaste (µm) medido na superfície secundária de folga........... 61

Tabela 4.4 - Análise de variância para desgaste na superfície secundária de

folga............................................................................................. 61

Tabela 4.5 - Valores da corrente elétrica (Ampere)......................................... 64

Tabela 4.6 - Análise de variância da corrente elétrica..................................... 65

Lista de abreviaturas e siglas

Letras Latinas

A - divisão da aresta principal de corte

ae - largura de corte [mm]

ap - profundidade de corte [mm]

Aα - superfície principal de folga

A’α - superfície secundária de folga

B - divisão da aresta principal de corte

C - divisão da aresta principal de corte

d - diâmetro externo da fresa [mm]

D - diâmetro do cortador [mm]

Dc - diâmetro externo da fresa [mm]

De - diâmetro efetivo [mm]

f - avanço por rotação [mm/rot]

fz - avanço por dente [mm/dente]

h máx. - espessura máxima do cavaco [mm]

H0 - hipótese de nulidade

H1 - hipótese de não nulidade

I - i-ésimo

iC - diâmetro externo da pastilha redonda [mm]

J - j-ésimo

KT - profundidade do desgaste de cratera [mm]

kV - kilovolt

kW - kilowatt

L1 - comprimento de corte 1 [mm]






Le - comprimento da ferramenta [mm]

n - rotações por minuto ou velocidade do fuso

N - divisão da aresta principal de corte

PK - ponto de tangência [mm]

R - raio da fresa redonda [mm]

rε - raio de ponta da ferramenta [mm]

S - aresta de corte

T1 - ferramenta 1

T2 - ferramenta 2

Th - espessura da ferramenta [mm]

VBB - largura do desgaste de flanco [mm]

vc - velocidade de corte [m/min]

vf - avanço da mesa ou velocidade de avanço da mesa [mm/min]

VI - Virtual Instrument (Instrumento Virtual)

Wi - largura da ferramenta [mm]

zc - número de arestas efetivas de corte

Yij - observação do i-ésimo tratamento na j-ésima unidade experimental

Letras Gregas

α - nível de significância

εij - erro associado ao i-ésimo tratamento da j-ésima unidade experimental

χr - ângulo de posição [graus]

µ - média geral estatística

µm - micrometro

Ti - efeito do i-ésimo tratamento

φ - ângulo de contato do dente em corte efetivo [graus]

Abreviações

ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas

AD - Analógico Digital

AlTiN - Nitreto de Alumínio Titânio

ANOVA- Analysis of Variance (Análise de Variância)

CAD - Computer Aided Design (Desenho Assistido por Computador)

CAM - Computer Aided Manufacturing (Manufatura Assistida por Computador)

CNC - Comando Numérico Computadorizado

F(calc.) - valor calculado para distribuição de Fisher

F(tab.) - valor tabelado para distribuição de Fisher

GL - Grau de Liberdade

HB - Hardness Brinell

HRC - Hardness Rockwell C

HSC - High Speed Cutting

HSM - High Speed Machining

ISO - International Organization for Standardization

Hz - Hertz

MEV - Microscópio Eletrônico de Varredura

MPa - MegaPascal

MQL - Minimal Quantity of Lubrificant (Quantidade Mínima de Lubrificante)

NBR - Norma Brasileira Regulamentadora

NC - Numeric Control (Comando Numérico)

QMRes - quadrado médio dos resíduos

QMTrat - quadrado médio dos tratamentos

rpm - Rotações por Minuto

SSRes - soma dos quadrados dos resíduos

SSTotal- soma dos quadrados totais

SSTrat - soma dos quadrados dos tratamentos

TiN - Nitreto de Titânio

USB - Universal Serial Bus (Porta Serial Universal)

SUMÁRIO

1 - INTRODUÇÃO........................................................................................ 18

2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.................................................................... 20

2.1 - Processo de usinagem por fresamento................................................... 20

2.2 - Características básicas do fresamento frontal........................................ 22

2.3 - Fresamento quanto aos parâmetros de usinagem.................................. 25

2.4 - Fresamento frontal com ferramentas tipo ball......................................... 28

2.5 - Posição da ferramenta no fresamento frontal......................................... 31

2.6 - Desgastes e avarias em ferramentas...................................................... 32

2.7 - Elementos causadores de desgastes e avarias em ferramentas............ 33

2.8 - Caracterização do desgaste em ferramentas.......................................... 34

2.9 - Principais desgastes e avarias em ferramentas...................................... 35

2.10 - Características do aço ABNT 4140......................................................... 37

2.11 - Processos de produção de engrenagens................................................ 38

2.12 - Monitoramento e controle de sinais......................................................... 39

2.13 - Monitoramento por sinais elétricos do motor........................................... 45

2.14 - Vantagens obtidas com a utilização de sensores de efeito Hall............. 47

2.15 - Análise de variância................................................................................ 47

3 - MATERIAIS E MÉTODOS....................................................................... 50

3.1 - Máquina, corpo de prova, ferramentas e variáveis................................. 50

3.2 - Monitoramento dos sinais elétricos do motor.......................................... 55

3.3 - Medição da dureza no corpo de prova.................................................... 57

3.4 - Programação do centro de usinagem CNC............................................. 58

3.5 - Fluido de corte......................................................................................... 58

4 - RESULTADOS E DISCUSSÕES............................................................ 59

4.1 - Dureza das superfícies usinadas............................................................ 59

4.2 - Desgastes das ferramentas..................................................................... 60

4.3 - Monitoramento da corrente elétrica do motor da máquina...................... 64

4.4 - Análise qualitativa da superfície da ferramenta....................................... 67

5 - CONCLUSÕES....................................................................................... 70

6 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS...................................... 72

7 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS........................................................ 73

1 - INTRODUÇÃO

O processo de fresamento convencional utilizado na fabricação de

engrenagens de grandes dimensões vem sendo substituído gradativamente por

alternativas de manufatura assistidas por computador, executadas em máquinas

CNC. A principal vantagem na utilização deste método é a fabricação de perfis com

dimensões e formas variadas, sem necessidade de aquisição de ferramentas

específicas.

As ferramentas convencionais empregadas no processo tradicional (fresa

módulo, fresa caracol) possuem valores elevados de aquisição, sendo igualmente

custosas quando necessitam de reafiação e execução de nova cobertura. Quando

comparadas às ferramentas intercambiáveis, as mesmas perdem em requisitos

logísticos e técnicos, como dificuldades para mensurar desgastes/avarias em

microscópios e projetores de perfil, geometria complexa, classe limitada de aplicação

para usinagem de materiais, custos com equipamentos e ferramental dedicado,

entre outros.

Apesar dos constantes avanços encontrados nas atuais máquinas-

ferramenta, ainda não é completamente possível se determinar de forma precisa o

momento ideal para troca das ferramentas de corte no processo de usinagem. Por

vezes, algumas características do produto/processo são utilizadas como justificativa

para determinar o fim de vida da ferramenta, o que pode conduzir a uma tomada de

decisão imprecisa. Baseado nestas informações torna-se necessário conhecer e

avaliar o desempenho das ferramentas substituindo-as no momento ideal.

No cenário fabril mundial pode-se observar que os equipamentos que

empregam o princípio do fresamento, ou seja, a remoção de material por meio de

ferramentas multicortantes, têm se tornado as máquinas de maior utilização e

emprego. Isto ocorre devido ao seu caráter multifuncional, pois com a evolução dos

equipamentos mecatrônicos, também ocorre crescente demanda na busca por

soluções de usinagem.

Devido à velocidade de fabricação e atendimento a curtos prazos de entrega,

é importante salientar que muitas empresas não se preocupam com a utilização

correta de ferramentas de corte, o que pode causar em médio prazo, significativas

perdas econômicas. De nada adianta realizar investimentos em maquinário

19

tecnologicamente avançado quando não se dá a devida atenção para as

ferramentas necessárias ao processo de fabricação. Então, é preciso criar condições

de acompanhamento e determinar critérios mais rigorosos quanto ao descarte de

ferramentas, principalmente quando levamos em consideração as dificuldades para

gerenciar grandes lotes de fabricação e máquinas que trabalham praticamente em

ciclos ininterruptos de produção.

O objetivo geral deste trabalho consiste em contribuir para formação e

aperfeiçoamento dos pesquisadores interessados em estudar o processo de

fresamento de engrenagens em máquinas CNC, utilizando-se técnicas de

investigação aliadas ao conhecimento científico. O objetivo específico consiste em

correlacionar a eficiência de duas ferramentas utilizadas no processo de fresamento

frontal na fabricação de engrenagens cônicas de grandes dimensões fundidas em

aço ABNT 4140, em três níveis de velocidade de corte e quatro níveis de

comprimento de corte, permitindo assim, sugerir uma seleção racional da ferramenta

e/ou parâmetros de corte ideais.

2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 - Processo de usinagem por fresamento.

Atualmente o fresamento pode ser considerado o sistema de fabricação mais

flexível encontrado nas indústrias de usinagem de materiais. A característica de

adaptação à geometria das peças, independentemente de sua complexidade,

principalmente quando se utilizam máquinas CNC, e as altas taxas de remoção de

material fazem do processo um dos mais utilizados no setor metalmecânico.

Podem-se encontrar inúmeras definições para o processo de fresamento, as

quais convergem para uma operação de usinagem na qual a peça de trabalho é

submetida à passagem de uma ferramenta rotativa cilíndrica com uma ou mais

arestas de corte. O eixo de rotação da ferramenta de corte é perpendicular à direção

de alimentação da peça de trabalho e a forma geométrica da superfície criada pode

ser diversificada (DAVIS, 2002; DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2008; SANDVIK,

2005; STOETERAU, 2004; TRENT, 2000; YOUSSEF e EL-HOFY, 2008).

A aresta da fresa pode possuir diversos formatos e suas taxas de produção

são elevadas. O fresamento é uma operação de corte interrompido, onde as arestas

da fresa alternam o contato com a peça durante cada rotação, criando um ciclo de

força, impacto e choque térmico, sendo necessário à ferramenta suportar tais

condições (GROOVER, 2010).

Durante os últimos anos o processo de fresamento evoluiu lado a lado com o

desenvolvimento das máquinas-ferramentas (SANDVIK, 2011). O estado da arte do

processo se caracteriza pelo aumento da flexibilidade dos equipamentos com

máquinas de cinco ou mais eixos, máquinas multitarefa, e pela redução dos tempos

passivos referentes à troca de máquinas.

Segundo Repo (2010), o número adicional de graus de liberdade de um

equipamento, caracterizado pelo aumento do número de eixos da máquina, pode

comprometer a rigidez do mesmo. Apesar desta limitação e, dependendo da

geometria de trabalho, ainda torna-se possível executar praticamente todas as

operações para conclusão de uma peça empregando-se uma única máquina.

21

Outra tendência do fresamento é a usinagem com menor profundidade de

corte e com maior velocidade de avanço, conhecida como high speed machining

(HSM) ou com maior velocidade de corte, conhecida como high speed cutting (HSC).

Este processo possui alta taxa de remoção de material, baixas forças de

corte, bom acabamento superficial, elevada transferência de calor na interface

cavaco ferramenta, pequena distorção dimensional e baixos níveis de vibração

(RODRIGUES e COELHO, 2007). Devido às altas velocidades utilizadas, a

usinagem em HSC produz altas temperaturas na zona primária de cisalhamento do

cavaco, induzindo a plasticidade na peça de trabalho e, portanto, diminuindo as

forças de corte (ABUKHSHIM, MATIVENGA e SHEIKH 2005).

A evolução das ferramentas também está ligada ao projeto e ao

desenvolvimento dos materiais. Se por um lado fundição e forjamento são capazes

de garantir produtos bem próximos das dimensões finais (e consequentemente com

menor sobremetal), as ferramentas modernas são capazes de usinar materiais

endurecidos, ligas de alta resistência e superligas.

Ferramentas com cobertura multicamada, substratos e geometria de corte

tecnologicamente desenvolvida também auxiliam na usinagem dos novos materiais.

O fresamento básico está dividido em operações elementares, como o

faceamento, fresamento de cantos, fresamento de perfis, cavidades e canais. Com o

desenvolvimento das máquinas e softwares o número de operações está em

constante ampliação. Novas operações são obtidas pelo fresamento, podendo citar

o tornofresamento, o fresamento de roscas, a usinagem em rampa circular, o

fresamento trocoidal, mostrados na Figura 2.1.

a) b) c)

Figura 2.1 - a) Tornofresamento; b) Fresamento de rosca; c) Fresamento trocoidal

(adaptado de SANDVIK, 2011).

22

2.2 - Características básicas do fresamento frontal.

O fresamento é denominado frontal quando a posição da árvore na fresadora

é perpendicular à superfície da mesa, conforme mostrado na Figura 2.2.

Figura 2.2 - Fresamento frontal (METÁLICA, 2012).

O ângulo de posição (χr) é o ângulo formado entre a tangente de um ponto da

aresta principal de corte e a direção de avanço da ferramenta. Este afeta a

espessura dos cavacos, a força de corte e a vida da ferramenta.

Os ângulos de posição mais comuns são 10º, 45º e 90º, mostrados na Figura

2.3. Quando χr = 10º, as fresas podem trabalhar com altos valores de avanço por

dente (fz) e serem utilizadas para fresamento de mergulho. Quando χr = 45º, as

forças de corte radiais e axiais possuem as melhores condições de balanceamento,

porém os valores da profundidade de corte ficam limitados. Quando χr = 90º, as

forças radiais ficam orientadas na direção do avanço, permitindo usinar peças de

paredes finas e com menor vibração. Nas pastilhas redondas e ferramentas com

grande raio de ponta, o ângulo de posição varia entre zero e 90º, alternando a

direção da força de corte ao longo do raio da aresta.

23

a) b)

c)

Figura 2.3 - a) χr = 10º; b) χr = 45º; c) χr = 90º (adaptado de KENNAMETAL, 2012).

Segundo Davim (2008), o controle rígido da geometria de corte é capaz de

alterar o fluxo dos cavacos, quebrar e executar a expulsão correta dos mesmos.

Quando este controle é empregado no fresamento, por exemplo, utilizando-se

ângulo de posição com 45°, permite que a velocidade de avanço seja ampliada em

40%, aumentando-se assim a produtividade. Também permite distribuir

corretamente a temperatura na cunha de corte e influenciar o estado de tensão

residual da superfície usinada.

O diâmetro da fresa (Dc) é o diâmetro medido acima do ponto PK, onde a

aresta de corte principal encontra a fase paralela da ferramenta, conforme mostrado

na Figura 2.4. É utilizado para o cálculo da velocidade de corte (vc) na operação de

fresamento.

Figura 2.4 - Localização do diâmetro na fresa (ISCAR, 2012).

24

Dependendo da geometria da ferramenta, o diâmetro da fresa (Dc) deverá ser

cuidadosamente considerado. A interpretação da sua localização no arranjo da

ferramenta, conforme mostrado na Figura 2.5, tem influência no cálculo da

velocidade de corte real.

Figura 2.5 - Diferentes valores de Dc em diferentes geometrias de ferramentas

(adaptado de MITSUBISHI, 2012).

A profundidade de corte (ap), mostrada na Figura 2.6, contribui para o volume

de metal que a ferramenta remove da peça. Alguns fatores são limitadores da

profundidade de corte: tamanho da pastilha, potência da máquina, geometria da

peça, entre outros.

a) b)

Figura 2.6 - a) ap fresamento tangencial (adaptado de SANDVIK, 2011); b) ap

fresamento frontal (KENNAMETAL, 2012).

A largura de corte (ae), mostrada na Figura 2.7, é a distância transversal em

relação à superfície que está envolvida na usinagem. Também é entendida como a

largura radial da fresa envolvida no corte.

25

Figura 2.7 - a) Largura de corte fresamento tangencial; b) Largura de corte

fresamento frontal (adaptado de SANDVIK, 2011).

2.3 - Fresamento quanto aos parâmetros de usinagem.

A velocidade de corte é a velocidade instantânea do movimento de corte, no

ponto de corte escolhido (NBR-6162, 1989), dada em metros por minuto (m/min) e

obtida pela Expressão 2.1, em que “n” é a rotação do eixo árvore da máquina e “d” o

diâmetro da fresa. No fresamento, a velocidade de corte é representada como

mostrado na Figura 2.8.

Figura 2.8 - Velocidade de corte no fresamento (NBR-6162, 1989).

O avanço por dente (fz), mostrado na Figura 2.9, é a distância linear

percorrida pela ferramenta enquanto um determinado dente está em processo de

corte. É dado em milímetros por dente (mm/dente). O valor do avanço por dente é

26

calculado a partir da espessura máxima recomendada para o cavaco (hmáx.) e do

ângulo de posição da ferramenta (χr).

Figura 2.9 - Avanço por dente no fresamento (adaptado de SANDVIK, 2011).

O avanço por rotação (f), mostrado na Figura 2.10, é a distância percorrida

pela ferramenta durante uma rotação completa. É dado em milímetros por rotação

(mm/rot). É usado nos cálculos de avanço e na determinação da capacidade de

acabamento gerada pela fresa.

Figura 2.10 - Avanço por rotação no fresamento (adaptado de SANDVIK, 2011).

O número de arestas efetivas de corte (zc) corresponde ao número de dentes

que usinam simultaneamente. É utilizado para determinar a velocidade de avanço e

tem influência crítica no escoamento dos cavacos e na estabilidade operacional.

A velocidade de avanço (vf), também denominada avanço da mesa,

representa o movimento da ferramenta em relação à peça. É dada pela Expressão

2.2 em (mm/min).

27

A espessura máxima do cavaco (hmáx.) é um valor que está relacionado à

produtividade. Quando localizado na faixa ideal, garante que realmente ocorre o

processo de corte efetivo. Um cavaco com espessura muito baixa corresponde a um

desempenho insatisfatório da usinagem; um cavaco com espessura muito alta

corresponde à sobrecarga na aresta de corte, conduzindo a mesma ao colapso.

Matematicamente é obtida pela Expressão 2.3 e mostrada na Figura 2.11, em que φ

representa o ângulo de contato do dente em corte efetivo. Na Figura 2.12 observa-

se a espessura máxima do cavaco em função do ângulo de posição (χr).

Figura 2.11 - Espessura máxima do cavaco no fresamento (WALTER, 2012).

Figura 2.12 - Espessura máxima do cavaco para χr = 90º (ISCAR, 2012).

28

É importante salientar que a tendência de tornar a espessura do cavaco

próxima do zero permite o aumento do avanço por dente em algumas condições:

fresas com pastilhas de aresta reta, fresas com pastilhas redondas, fresas com

pastilhas com raio de ponta grande e fresamento periférico com largura radial

pequena.

Nas fresas com pastilhas redondas ou pastilhas com raio de ponta grande, o

melhor desempenho é obtido quando o ângulo de posição permanece abaixo de 60º.

Nestes casos, a profundidade de corte possui a limitação de não exceder 25% do

diâmetro da pastilha (iC), conforme mostrado na Figura 2.13. As pastilhas redondas

possuem melhor relação de espessura máxima do cavaco quando comparadas às

pastilhas de aresta reta.

Figura 2.13 - Espessura máxima do cavaco em pastilhas redondas (χr < 60º)

(adaptado de SANDVIK, 2011).

No fresamento periférico com largura radial pequena, a espessura máxima do

cavaco varia dependendo da razão entre largura fresada e diâmetro da fresa (ae /

Dc). Quando esta razão é menor que 50%, a espessura mínima do cavaco é

reduzida em relação ao avanço por dente (fz).

2.4 - Fresamento frontal com ferramentas tipo ball.

Ferramentas ball são aquelas que possuem perfil externo semelhante à forma

geométrica de uma esfera ou semi-esfera. Este tipo de ferramenta é muito utilizado

na usinagem de matrizes, peças com superfícies complexas, usinagem high speed,

aplicadas na indústria aeroespacial e na indústria automobilística. Em função da sua

forma geométrica, alguns conceitos devem ser considerados para sua utilização.

29

O diâmetro efetivo da ferramenta deve ser observado inicialmente para o

cálculo da rotação do eixo árvore, conforme mostrado na Figura 2.14.

Figura 2.14 - Determinação do diâmetro efetivo em fresas tipo ball (KENNAMETAL,

2010).

O diâmetro efetivo é definido como o diâmetro axial real da fresa na linha de

centro da profundidade de corte, sendo afetado pelo raio de ponta da ferramenta e

pela profundidade axial de corte. Matematicamente é obtido pela Expressão 2.4:

O diâmetro efetivo substitui o diâmetro da fresa para o cálculo da velocidade de corte na fórmula convencional. Assim, a velocidade de corte passa a ser obtida matematicamente pela Expressão 2.5:

Um inconveniente na aplicação da geometria ball são os esforços de corte

presentes na região próxima ao centro da ferramenta. Como o diâmetro possui a

tendência de aproximar-se de zero, a velocidade de corte também aproxima-se de

zero. Esta montagem é prejudicial ao processo de corte, pois o escoamento de

cavacos no centro da ferramenta é crítico devido ao espaço estreito na aresta

transversal.

30

A fim de minimizar as tensões geradas nesta condição, sugere-se que o eixo

da ferramenta seja inclinado com relação à linha de centro principal do eixo árvore

da máquina, conforme mostrado na Figura 2.15. O objetivo desta inclinação é de

mover a zona de corte para fora do centro da ferramenta, ajudando a equalizar as

cargas presentes na formação do cavaco.

Figura 2.15 - Inclinação do eixo principal da máquina (SANDVIK, 2011).

Infelizmente em muitas máquinas não é possível executar tal configuração,

muito menos inclinar as peças que se pretende produzir. Assim, nas situações onde

o diâmetro total da ferramenta está envolvido no trabalho de corte, deve-se

selecionar um raio de ponta para ferramenta de modo a criar um diâmetro efetivo, e

utilizar profundidades de corte adequadas para minimizar os esforços presentes na

região próxima ao centro do inserto.

Outra montagem que permite o emprego de velocidades de corte e avanço

por dente maiores é o corte raso, conforme mostrado na Figura 2.16. No corte raso,

a profundidade de corte é menor que o raio de ponta da fresa, porém a ferramenta

possui uma fase reta. Neste caso, a velocidade de corte pode ser aumentada devido

ao menor tempo de contato da aresta de corte. O tempo de propagação do calor na

zona de contato decai, e consequentemente, as temperaturas da aresta de corte e

da peça são mantidas baixas. O avanço por dente também pode ser aumentado

devido à diminuição da espessura dos cavacos.

31

Figura 2.16 - Corte raso (KENNAMETAL, 2010).

O diâmetro efetivo (De), no corte raso, pode ser obtido pela Expressão 2.6:

2.5 - Posição da ferramenta no fresamento frontal.

A formação inicial do cavaco ocorre em três regiões distintas segundo a

posição da fresa, conforme mostrado na Figura 2.17: na entrada do corte, no arco de

contato e na saída do corte. Na entrada do corte, a ferramenta está sujeita a tensões

de compressão. Não é considerada uma região crítica, apesar de produzir cavacos

mais espessos.

Figura 2.17 - Diferentes regiões de entrada da ferramenta (adaptado de SANDVIK,

2011).

32

Os maiores problemas ocorrem na região de saída do cavaco. Um cavaco

espesso não tem apoio no ponto final de corte, possuindo tendência a curvar-se.

Essa curvatura gera uma força de tração, levando a ferramenta a apresentar

quebras. Um arco de contato grande produz maior tempo de corte, e por

consequência, maior calor transferido para aresta de corte.

Uma maneira de se obter cavacos mais espessos na entrada do corte e

cavacos menos espessos na saída do corte é o deslocamento da linha de centro

entre ferramenta e peça (WALTER, 2012). Observando-se uma relação prática, é

recomendado que o diâmetro da fresa seja entre 20-50% maior do que a largura de

corte (ae), e que a distância entre centros seja maior que zero para atenuar os

esforços. Porém, a utilização do deslocamento entre centros não deve ser tomada

como regra, pois depende exclusivamente da condição da ferramenta.

2.6 - Desgastes e avarias em ferramentas.

Os desgastes e as avariais em ferramentas, quando observados de maneira

direta ou indireta, podem ser considerados como indicadores do fim de vida das

mesmas. Além de alterar a qualidade superficial do produto usinado, também podem

comprometer sua dimensão e sua geometria. Apesar de serem fenômenos comuns

a qualquer tipo de ferramenta, desgastes e avarias são indesejáveis, no entanto, não

é possível trabalhar sem eles.

O termo desgaste é definido como sendo a perda contínua e microscópica de

partículas da ferramenta devido à ação do corte. As outras ocorrências, que não

apresentam esta característica, são definidas como avarias (DINIZ, MARCONDES e

COPPINI, 2008).

A avaria também é entendida como um fenômeno que ocorre de maneira

repentina e inesperada, causada pela quebra, lascamento ou trinca da aresta de

corte. A quebra e o lascamento levam a destruição total ou à perda de uma

quantidade considerável de material da aresta de corte, sendo mais comum em

ferramentas com baixa tenacidade (MACHADO et al., 2009).

Estudar e entender o processo pelo qual as ferramentas se desgastam é

fundamental, pois permite ações efetivas para reduzir este fenômeno, prolongando

assim a vida da aresta de corte. Desgastes acelerados e avarias frequentes levam a

33

parada das máquinas para troca, significando custos adicionais e perda de

produtividade. Segundo Barreiro et al. (2008), esta é uma questão importante para

empresas que trabalham com critérios específicos de identificação e substituição de

ferramentas.

2.7 - Elementos causadores de desgastes e avarias em ferramentas.

Segundo Childs et al. (2000), os danos de uma ferramenta de corte são

influenciados pelos seguintes fatores: stress, temperatura da superfície da

ferramenta, processo de usinagem utilizado, condições de corte da ferramenta e do

material de trabalho, velocidade de corte, taxa de alimentação, presença ou não de

fluido de corte e seu tipo, entre outros.

As condições gerais que levam ao desgaste das ferramentas são baseadas

em fenômenos químicos, abrasivos e adesivos. Estes mecanismos são classificados

de acordo com a temperatura de corte, conforme mostrado na Figura 2.18.

Figura 2.18 - Danos em ferramentas de corte (adaptado de CHILDS et al., 2000).

Os danos mecânicos que incluem abrasão, lascamento, quebra e fadiga são

independentes da temperatura. Os danos térmicos, como deformação plástica,

difusão térmica e reação química aumentam drasticamente à medida que a

temperatura aumenta, porém a difusão térmica e a reação química não são causas

diretas dos danos.

34

O desgaste abrasivo é tipicamente causado pelo deslizamento de partículas

duras contra a ferramenta de corte. Estas podem ser provenientes da microestrutura

metalúrgica da peça bem como das regiões externas ao corte.

O desgaste por atrito ocorre numa escala maior do que o desgaste por

abrasão. Antes de serem removidos pelo desgaste, as partículas ou grãos do

material da ferramenta são mecanicamente enfraquecidas pela microfratura, como

resultado da interação do deslizamento no processo de corte.

O lascamento é causado pela carga de choque mecânico devido à flutuação

da força de corte. Quando o lascamento atinge níveis elevados, conduz a aresta à

fratura.

A deformação plástica é observada quando a ferramenta de corte não pode

suportar o esforço de compressão sobre sua ponta, devido aos altos valores de

temperatura presentes.

Segundo Filho e Diniz (2002), no fresamento frontal, a frequência de entrada

das arestas de corte na peça é o fator predominante que influencia o desgaste e a

vida da ferramenta. Além disso, a variação da velocidade de corte também tem

influência na vida da ferramenta, independente da existência de uma variação na

velocidade de avanço ou do avanço por dente.

2.8 - Caracterização do desgaste em ferramentas.

O desgaste da ferramenta é um processo gradual. Existem duas regiões

fundamentais de desgaste em ferramentas de corte que podem ser utilizadas para

medição: a superfície principal de folga e a superfície de saída (ARAKHOV, 2008).

Estas regiões são caracterizadas, em sua grande parte, pelo desgaste na

superfície de folga da ferramenta, dito frontal ou de flanco, e pelo desgaste de

cratera na superfície de saída do cavaco da mesma. Para medição do desgaste, a

aresta principal de corte da ferramenta é dividida em quatro regiões: C, B, A e N

(ISO-3685, 1993), conforme mostrado na Figura 2.19.

35

Figura 2.19 - Regiões para medição de desgaste em ferramentas (adaptado de ISO

3685,1993).

A largura do desgaste de flanco (VBB) é medida perpendicular à aresta

principal de corte. A profundidade do desgaste de cratera (KT) é medida entre a face

original e o ponto de contato mais interno localizado na concavidade do vale.

2.9 - Principais desgastes e avarias em ferramentas.

O desgaste de flanco (ou desgaste frontal) ocorre na superfície de folga da

ferramenta, conforme mostrado na Figura 2.20. No fresamento é notado quando se

utiliza velocidade de corte muito alta e avanço por dente pequeno. Para minimizar

sua ocorrência, sugere-se o emprego de ferramentas com melhor classe de

resistência ao desgaste, redução da velocidade de corte e aumento do avanço por

dente.

Figura 2.20 - Desgaste de flanco (ISCAR, 2012).

36

O desgaste de cratera, mostrado na Figura 2.21, é o desgaste observado na

superfície de saída da ferramenta, causado pelo atrito entre ferramenta e cavaco.

Seu aparecimento pode ser minimizado quando se utilizam ferramentas de metal

duro com cobertura, ferramentas cerâmicas ou quando o material da peça gera

cavacos curtos e frágeis.

Figura 2.21 - Desgaste de cratera (WALTER, 2007).

O desgaste de uma ferramenta também pode ser acompanhado à medida

que o tempo de corte ou o percurso de usinagem cresce. Existem três regiões

distintas que são observadas quando este acompanhamento é realizado de maneira

gráfica (DAVIM, 2008). No gráfico da Figura 2.22 pode-se observar as regiões de

desgaste de uma ferramenta.

Figura 2.22 - Representação gráfica de desgaste em ferramentas (DAVIM, 2008).

37

A região “I” corresponde ao desgaste primário ou inicial, sendo caracterizada

pelo desgaste acentuado da ferramenta em função da desagregação das camadas

de revestimento e acomodação das faces de contato entre ferramenta e peça. A

região “II” corresponde ao estado estacionário do desgaste, sendo caracterizada

pela operação normal da ferramenta durante o trabalho. A região “III” corresponde

ao desgaste acelerado, sendo caracterizada pela concentração dos maiores

esforços de corte, elevadas temperaturas e vibrações.

Segundo Alexandre (2005), o monitoramento da vibração da ferramenta e a

utilização de redes neurais artificiais são utilizados para identificação dos diferentes

estágios de desgaste de uma ferramenta, e para o estabelecimento do fim de vida

da mesma no processo de usinagem.

2.10 - Características do aço ABNT 4140.

Segundo Catálogo Villares (2005), o aço ABNT 4140 é um aço de média

temperabilidade, que atinge valores intermediários de dureza, resistência e

tenacidade após o beneficiamento. É um aço de baixa liga que alia resistência

mecânica e média usinabilidade (índice 0,55).

O aço ABNT 4140 está incluído entre os aços preferenciais para construção

mecânica e se caracteriza por possuir um teor de carbono geralmente situado acima

de 0,38%, acrescido de elementos de liga tais como cromo, molibdênio e níquel.

Na indústria de exploração de petróleo, é utilizado na fabricação de junções

de tubos ou canais dotados de várias aberturas e conexões, denominados blocos

“manifold”. Na indústria siderúrgica, é utilizado na fabricação de rolos para laminação

e peças de lingotamento contínuo. Na indústria automotiva, é usado na fabricação

de eixos, pinos, bielas, cabeçotes, engrenagens, pinhões, virabrequins e na indústria

de geração de energia é usado na fabricação de eixos para turbinas, geradores

hidráulicos e sistemas de acionamento.

38

Segundo Catálogo Gerdau (2003), o aço ABNT 4140 apresenta as seguintes

propriedades:

- Dureza: 240-350 HB (laminado/normalizado); máximo 228 HB (recozido); máximo

190 HB (esferoidizado). Após a têmpera, atinge dureza entre 54-59 HRC.

- Temperatura de normalização: 870º C.

- Temperatura de austenitização: 870º C.

- Resistência a tração: 1020 MPa (após normalizado e recozido).

- Limite de escoamento: 655 MPa (após normalizado e recozido).

Do ponto de vista metalúrgico, a microestrutura do aço ABNT 4140 é

predominantemente formada por perlita e ferrita. Quando esferoidizado possui

microestrutura formada por carbonetos globulares dispersos na matriz ferrítica.

2.11 - Processos de produção de engrenagens.

Segundo Maitra (1994), para a produção de engrenagens vários processos de

fabricação podem ser utilizados: fundição em areia, fundição centrífuga, metalurgia

do pó, forjamento, extrusão, brochamento, entre outros. Para engrenagens de aço

com grandes dimensões, os perfis são obtidos por meio de ferramentas de forma ou

são produzidos por processos de geração de dentes como o Fellows, Renânia,

Gleason, Klingelnberg e o processo Oerlikon.

Para efeito da pesquisa é importante conhecer processos que utilizam

programas específicos e dedicados, aplicados exclusivamente em máquinas

controladas por comando numérico computadorizado (CNC).

Segundo Oberg et al. (2008), a programação através de controle numérico

(NC) é uma lista de instruções e comandos que descrevem completamente, em

sequência, cada operação a ser realizada por uma máquina.

Quando um programa é executado, cada instrução é interpretada pelo

controlador da máquina, que faz uma ação, como iniciar ou parar um eixo, ligar ou

desligar uma bomba de fluido refrigerante, mudar a velocidade de avanço ou

rotação, mover a mesa ou uma ferramenta numa direção específica.

Uma grande vantagem do processo CNC, se comparado aos processos

convencionais antes descritos, é a produtividade e a facilidade para obtenção de

perfis complexos. Nos processos tradicionais, para cada perfil de dente necessita-se

39

de um perfil especial de ferramenta, ou seja, todas as vezes que o perfil é

modificado é necessário trocar ou comprar nova ferramenta.

No processo CNC, na maioria dos casos, uma única ferramenta pode ser

empregada para obter o perfil desejado. Todas as correções da geometria da peça

podem ser executadas com auxílio de softwares CAM, tornando o projeto e a

manufatura mais versáteis. Na figura 2.23 observa-se um centro de usinagem CNC

utilizado no processo de fabricação de uma engrenagem helicoidal.

Figura 2.23 - Fresamento de engrenagem em centro de usinagem CNC (HELLER

GROUP, 2010).

2.12 - Monitoramento e controle de sinais.

Segundo Davis (2002), nos primeiros trabalhos de usinagem o processo de

detecção de falhas em ferramentas era exclusivamente dependente do fator

humano. Não existiam interfaces que fossem capazes de fornecer dados confiáveis

a respeito do estado de utilização de uma máquina ou de um ferramental, tampouco

existiam técnicas de manutenção com esta finalidade.

Em função do desenvolvimento industrial, as demandas de produção

cresceram. Máquinas e ferramentas mais eficientes foram introduzidas gradualmente

nas linhas de produção e, apesar do aumento na eficiência das máquinas, a

capacidade do operador para responder eventos inesperados tornou-se bastante

limitada.

40

Máquinas modernas podem trabalhar com rotações de até 100.000 rpm e

executar avanços rápidos numa velocidade de até 500 milímetros por segundo.

Neste contexto, a necessidade de detecção e monitoramento tornou-se essencial,

pois não existem condições físicas ao homem de monitorar estas grandezas

subjetivamente. Assim, as máquinas passaram a ser dotadas de mecanismos

capazes de prever falhas, evitando o colapso dos sistemas de manufatura.

Observa-se que o grau de sofisticação desta tecnologia tornou-se hoje muito

evidente, com máquinas monitoradas praticamente 90% do seu tempo de uso. Há

uma década, este valor raramente ultrapassaria 60% destes mesmos tempos.

Segundo Su (2010), uma característica desejada para os sistemas atuais é a

capacidade de detectar eletronicamente o momento no qual uma ferramenta está

excessivamente gasta e alertar sobre falhas iminentes da mesma, promovendo o

uso racional dos recursos.

Apesar dos inúmeros esforços realizados, ainda não foi estabelecido um

padrão de monitoramento que pudesse ser aplicado amplamente pelas indústrias.

Isso ocorre devido à complexidade dos fenômenos do processo de usinagem e à

grande diversidade dos métodos de monitoramento existentes (AIZED, 2010).

O monitoramento pode ser definido como o estado que envolve a medição, o

processamento e a análise de sinais. As características dos sinais medidos devem

ser conhecidas, a fim de selecionar métodos adequados para o processamento e

análise dos mesmos (BOTSARIS e TSANAKAS, 2008; MANYAM, 2009; REPO,

2010).

Segundo Elbestawi e Dumitrescu (2006), o monitoramento pode ser dividido

em dois tipos básicos: monitoramento direto e monitoramento indireto. As técnicas

diretas possuem maior precisão na determinação do fracasso do ferramental,

entretanto, ocasionam a parada da produção.

Através das técnicas diretas é possível realizar análise da ferramenta ou da

superfície da peça de trabalho no final de cada ciclo de usinagem. Métodos de

análise básicos incluem a verificação do estado de superfície (perfilômetros,

rugosímetros), inspeção visual, medições ópticas, análise do tamanho e forma do

cavaco, entre outros.

41

A principal desvantagem destes métodos é que qualquer deterioração

significativa que ocorra entre as medições, quando não percebida, causará

posteriormente um dano potencial à máquina e/ou à ferramenta. Nas Figuras 2.24 e

2.25 observam-se alguns exemplos de técnicas de medição direta.

a) b)

Figura 2.24 - a) Verificação do estado de superfície (DIGIMESS, 2012); b) Inspeção

visual.

Figura 2.25 - Medição óptica.

As técnicas indiretas usam variáveis correlacionadas com os sinais do

processo para monitorar as possíveis falhas das ferramentas. Estas técnicas podem

ser aplicadas continuamente durante a usinagem, sendo inclusive utilizadas para

criação de algoritmos de monitoramento on-line.

42

São exemplos de técnicas indiretas a medição das forças de corte, medição

da corrente e potência do motor do eixo árvore, medição da temperatura na região

de corte, sensores de presença, análise de vibração e ruído, ultra-som, emissão

acústica, entre outras. Na Figura 2.26 observa-se um exemplo de técnica de

medição indireta.

Figura 2.26 - Medição da corrente elétrica e potência do motor (adaptado de

MEASURE CURRENT, 2012).

Segundo Botsaris e Tsanakas (2008), existe uma tendência óbvia entre os

pesquisadores no sentido de aplicar métodos indiretos, devido à sua característica

não intrusiva. A utilização de sensores externos de monitoramento nem sempre é

prática, uma vez que acrescenta complexidade para o arranjo geral da usinagem

(REPO, 2010).

Os sensores para monitoramento direto devem ser montados nas imediações

da peça, ficando expostos ao calor e aos cavacos e fluidos refrigerantes, o que pode

afetar sua integridade e comprometer a qualidade das medições. A fim de

funcionarem perfeitamente, os sensores externos também necessitam de

manutenção adicional e frequente calibração.

43

Uma maneira de contornar estes problemas seria a utilização do

monitoramento indireto, para coleta dos sinais disponíveis na máquina sem efetuar

mudanças significativas no layout.

Técnicas de monitoramento indireto também podem utilizar transferência de

dados por meio de fibra óptica em operações de corte interrompido, como no

fresamento. Este método consiste em verificar a capacidade de resposta da aresta

de corte da ferramenta ao estímulo, que vai se alterando à medida que a mesma

sofre desgaste (SU, 2010).

Souto (2007) executou o monitoramento do fresamento por meio de sinais de

emissão acústica e mapas de intensidade luminosa. Os resultados obtidos pelo autor

demonstraram erros de batimento e insertos com diferentes níveis de desgaste.

Segundo Souto (2007), a técnica de monitoramento através de mapas consegue

identificar a energia contida no impacto dos insertos e o momento do lascamento da

aresta de corte da ferramenta. Na Figura 2.27 observa-se a utilização deste tipo de

técnica.

Figura 2.27 - Modelo de um mapa de intensidade luminosa montado a partir do sinal

de emissão acústica (SOUTO, 2007).

44

O desgaste também pode ser mensurado através do processamento de

imagens por computador, conforme mostrado na Figura 2.28. Este método consiste

em digitalizar a imagem obtida durante a operação de corte e compará-la com uma

imagem padrão, buscando-se diferenças entre ambas. Como resultado, o

equipamento óptico utiliza as imagens da ferramenta desgastada para interromper o

processo.

Figura 2.28 - Monitoramento por processamento de imagens (BARREIRO et al.,

2008).

O sucesso do monitoramento também depende da relação correta entre

sensor e filtro. Observados estes requisitos, o sinal deverá ser captado quando a

máquina estiver em vazio (ferramenta nova), para posteriormente ser comparado

com o sinal da ferramenta desgastada. Normalmente as operações menos severas

de usinagem (por exemplo, o acabamento), conseguem produzir melhores

resultados de medição por emissão acústica.

As operações pesadas de usinagem (por exemplo, o desbaste), são

monitoradas de maneira mais eficiente quando utiliza-se técnica indireta via potência

do motor (BRAGA, 1992).

Finalmente, alguns autores defendem que os melhores resultados com

monitoramento são obtidos apenas com a associação de sensores. Segundo Cho,

Binsaied e Asfour (2009), somente através da aquisição de dados utilizando

agrupamento de sensores (força, vibração e emissão acústica) é possível obter

precisão dos resultados no monitoramento das condições da ferramenta nos

processos de usinagem.

45

2.13 - Monitoramento por sinais elétricos do motor.

Segundo Kovac (2008), a maioria dos sistemas de monitoramento usa as

forças de corte como sinal de resposta das condições da ferramenta. No entanto,

devido aos custos necessários para aquisição dos equipamentos de monitoramento,

tais métodos não são capazes de fornecer boa relação custo benefício. Uma

alternativa viável seria a medição das condições da ferramenta baseada nas

medições da corrente e potência do motor.

Dentre as possíveis vantagens, este método é desvinculado dos problemas

associados aos dispositivos de aquisição dos esforços de corte quando utiliza-se um

dinamômetro, e livre das limitações provenientes dos sinais de vibração.

Ainda, Kovac (2008) comenta que o sinal da corrente é muito preciso quando

está relacionado com o desgaste das ferramentas. Apesar das flutuações de

fornecimento durante a coleta de dados, os erros são considerados pequenos

quando comparados à faixa de aplicação. No seu trabalho de pesquisa o autor

concluiu que é possível substituir os sinais oriundos da força de corte por métodos

de monitoramento de sinais de energia.

Segundo Bhattacharyya et al. (2008), através da escolha de técnicas de

processamento de sinal apropriadas, os métodos de regressão linear utilizados para

analisar as medições elétricas são capazes de fornecer valores confiáveis quando

comparados aos modelos baseados nas forças de corte.

Li, Venuvinod e Chen (2000) afirmam que uma das vantagens da utilização de

sensores para medição via corrente elétrica do motor é que o sistema necessita de

baixo investimento. A aquisição de transformadores de corrente e utilização de

hardwares simples conseguem processar dados de maneira satisfatória, inclusive

melhorando a abordagem matemática para montagem de redes neurais.

Forças de corte e sinais de emissão acústica têm sido amplamente utilizados

para monitorar o processo de corte. Porém, a utilização de dinamômetros não é

prática em ambientes industriais. Os acelerômetros usados para captação dos

ruídos da emissão acústica também apresentam resultados diferentes de acordo

com a posição de fixação na máquina. Uma alternativa interessante seria a utilização

dos sinais do motor principal da máquina para medição das forças de corte (KIM,

KNOW e CHU 2005).

46

De acordo com Bhattacharyya et al. (2008), a grande maioria dos sistemas de

monitoramento utiliza a força de corte como o sinal indicador do estado da

ferramenta. No entanto, devido ao custo elevado e problemas de manutenção

operacional, tal método não é o preferido pelas indústrias.

Bhattacharyya et al. (2008) estudou o desgaste da ferramenta com base nas

medições da corrente e tensão elétrica do motor de uma máquina. Através dos

resultados obtidos o mesmo considerou que estes sinais estão livres dos problemas

associados às forças de corte e aos sinais de vibração.

O monitoramento através da medição dos sinais elétricos do motor é um dos

métodos mais econômicos para estimar o estado de degradação de uma ferramenta

(NORMAN, 2003).

O monitoramento através dos sinais elétricos do motor consiste basicamente

na utilização de sensores de efeito Hall. Estes sensores são transformadores de

corrente que variam sua tensão de saída em função de um campo magnético

aplicado, ou seja, a presença de corrente elétrica é capaz de produzir um campo

magnético proporcional à corrente.

Por uma fonte condutora passa a corrente elétrica do circuito e

perpendicularmente tem-se um campo magnético que faz gerar na periferia da fonte

condutora uma diferença de potencial, a qual se conecta um circuito de medição.

Essa diferença de potencial é chamada de tensão Hall.

Apesar da existência do efeito Hall em qualquer material condutor, sua

ocorrência é mais perceptível nos semicondutores. A grande vantagem na utilização

deste tipo de sensor é sua capacidade de medir tanto campos contínuos quanto

campos alternados.

Os sensores são compostos por dois conjuntos de enrolamentos de bobinas.

Possuem uma bobina primária e uma bobina secundária, onde a razão entre o

número de espiras das bobinas fornece o valor da corrente que passa pelo condutor.

Os mesmos são montados em uma ou mais fases de alimentação do motor da

máquina.

47

2.14 - Vantagens obtidas com a utilização de sensores de efeito Hall.

Os sensores ficam totalmente isolados quando utilizados nas proximidades de

outros sistemas de tensão elétrica. Assim, não existe contato elétrico físico entre o

sensor e o cabo de alimentação.

Quando os sinais monitorados são fracos ou quando não se obtém a

resolução desejada, basta executar a passagem do cabo de alimentação um número

maior de vezes no interior do transformador. Por exemplo, para captar um sinal de

0,03 amperes, basta um loop de 10 voltas no cabo que a leitura obtida será igual a

0,3 amperes.

Ao contrário de um resistor Shunt de corrente, que pode apresentar

problemas devido à dissipação de calor, os sensores de efeito Hall não possuem

alteração da temperatura quando estão em funcionamento.

2.15- Análise de variância.

Segundo Anjos (2004), a análise de variância (ANOVA) é um procedimento

utilizado para comparar três ou mais tratamentos. Existem muitas variações da

ANOVA devido aos diferentes tipos de experimentos que pode-se realizar, mas

primeiramente torna-se necessário compreender os conceitos fundamentais.

O termo tratamento pode ser entendido como uma condição imposta ao

objeto que deseja-se medir ou avaliar num experimento. Normalmente utiliza-se

mais de um tratamento por experimento, onde os mesmos são dispostos, segundo a

possibilidade, em ordem quantitativa ou qualitativa. Cada tratamento também pode

ser chamado de fator. Se os tratamentos são escolhidos pelo pesquisador, tem-se

um modelo de efeitos fixos; se os tratamentos são sorteados ao acaso, tem-se um

modelo de efeitos aleatórios.

Os tratamentos são conhecidos como variáveis independentes. Quando se

estuda num experimento apenas um tipo de variável independente, diz-se que o

tratamento possui apenas um fator. Num experimento um fator pode ter várias

categorias. Estas categorias são chamadas de níveis, que são responsáveis por

uma ou mais variáveis de resposta. As variáveis de resposta são conhecidas como

variáveis dependentes.

48

Repetição é o número de vezes que um tratamento aparece no experimento.

Este número irá depender dos recursos disponíveis para realização do experimento

(delineamento) e das possíveis variáveis de resposta. Um delineamento

experimental é planejado de tal forma que a variação ao acaso seja reduzida ao

máximo. São exemplos de delineamento experimental o planejamento aleatorizado

por blocos, os quadrados latinos e os quadrados greco-latinos.

Se o valor de uma variável não pode ser determinado antes da realização de

um experimento, esta variável recebe o nome de variável aleatória, sendo discreta

quando for enumerável e contínua quando pertencer a um determinado intervalo.

Num experimento, cada observação Yij pode ser decomposta conforme o

modelo de análise de variância. Este modelo é dado pela Expressão 2.7:

Se num experimento existe o interesse em testar se ocorrem diferenças entre

as médias dos tratamentos, utilizam-se as hipóteses da Expressão 2.8 e da

Expressão 2.9:

Nota-se que, se a hipótese nula for verdadeira, todos os tratamentos terão

uma média comum µ. A análise de variância baseia-se na decomposição da

variação total da variável de resposta em partes que podem ser atribuídas aos

tratamentos e ao erro experimental. Esta variação pode ser medida por meio das

somas dos quadrados, definidas para cada um dos seus componentes. A fórmula

geral é dada pela Expressão 2.10:

49

A soma dos quadrados dos resíduos é obtida pela diferença matemática

através da Expressão 2.11:

As somas dos quadrados são organizadas na forma de tabelas de análise de

variância chamadas de tabelas ANOVA (Tabela 2.1). Para testar a hipótese H0,

utiliza-se o teste F da estatística de Fisher.

Tabela 2.1 - Tabela de análise da variância.

Causas de variação Graus de liberdade Soma dos quadrados Quadrados médios F(calc.)

Tratamentos I - 1 SSTrat QMTrat QMTrat / QMRes

Resíduo I (J - 1) SSRes QMRes

Total IJ - 1 SSTotal

Se F(calc.) for maior que F(tab.), rejeitamos a hipótese de nulidade H0, ou

seja, existem evidências de diferenças significativas entre pelo menos um par de

médias de tratamentos, ao nível “α” de significância escolhido. Caso contrário,

quando não rejeita-se a hipótese de nulidade H0, não há evidências de diferenças

significativas entre tratamentos, ao nível “α” de significância escolhido.

3 - MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo serão apresentados os materiais e métodos utilizados para

realização desta pesquisa.

3.1- Máquina, corpo de prova, ferramentas e variáveis.

Os procedimentos experimentais foram realizados nas dependências da

Pemill Indústria de Usinagem Ltda., localizada na cidade de Divinópolis (MG). Os

ensaios de fresamento de topo foram executados em corpos de prova de aço ABNT

4140 fundido e recozido, com dureza entre 251-280 HB, mantendo-se constantes

em todos os ensaios a profundidade de corte (ap) de 0,6 (mm) e o avanço por dente

(fz) de 0,3 (mm/dente). A máquina ferramenta utilizada foi um centro de usinagem da

marca Travis modelo M2000, conforme mostrado na Figura 3.1.

Figura 3.1 - Centro de Usinagem Travis M2000.

A máquina possui potência instalada de 15 kW, avanço rápido nos eixos X e

Y de 18 metros/minuto e no eixo Z de 10 metros/minuto. O sistema de fixação do

porta ferramenta no cone Morse BT-40 é pneumático e o magazine de ferramentas

têm capacidade para 20 unidades.

51

Os detalhes da região dos dentes da engrenagem usinada podem ser

observados na Figura 3.2.

Figura 3.2 - Detalhes e dimensões do corpo de prova.

As variáveis independentes adotadas no processo foram a ferramenta de

corte (em dois níveis T1 e T2), a velocidade de corte (em três níveis 80%, 90% e

100% da vc) e o comprimento de corte (em quatro níveis L1, L2, L3 e L4), conforme

mostrado na Tabela 3.1.

Tabela 3.1 - Variáveis independentes.

Fator de controle Unidade Níveis

Ferramenta - 2

Velocidade de corte (vc) m/min. 3

Comprimento de corte mm 4

52

As ferramentas selecionadas eram de metal duro, classe ISO P, com quebra

cavaco. A ferramenta T1 possui cobertura de Nitreto de Titânio (TiN) e a ferramenta

T2 possui cobertura de Nitreto de Alumínio Titânio (AlTiN). Outras informações das

ferramentas estão mostradas na Tabela 3.2.

Tabela 3.2 - Seleção das ferramentas T1 e T2.

Ferramenta Fabricante Código de identificação rε (mm) Le (mm) Wi (mm) Th (mm)

T1 MITSUBISHI APMT 1135 PDER H4 F7030 1,6 11 6,35 3,5

T2 KENNAMETAL XDHT 090316 PA 120 1,6 9 6,35 3,18

De acordo com o catálogo dos fabricantes das ferramentas, a ferramenta T1

da Mitsubishi é indicada para trabalhar numa faixa de dureza entre 180-220 HB e a

ferramenta T2 da Kennametal numa dureza de até 330 HB.

Os ensaios foram realizados em quatro níveis de comprimento de corte por

aresta da pastilha (ferramenta), sendo este equivalente ao material retirado entre

dois dentes consecutivos, conforme mostrado na Figura 3.3.

Figura 3.3 - Determinação dos comprimentos de corte.

Para cada experimento foram realizadas três réplicas, num total de 2 x 3 x 4 x

3 = 72 ensaios. A ordem de execução dos ensaios foi aleatorizada, garantindo-se

que as variáveis estudadas e os erros experimentais também apresentassem caráter

aleatório.

53

Para cada comprimento de corte foram executadas medições de dureza em

três posições do dente da engrenagem e, também, medições da corrente e potência

elétrica consumida. Na Tabela 3.3 estão indicadas as variáveis dependentes do

experimento.

Tabela 3.3 - Variáveis dependentes.

Variável de resposta Tipo de variável Unidade

Dureza Quantitativa HB

Corrente Quantitativa Ampere

Potência Quantitativa Watt

Desgaste e/ou avaria Quantitativa µm

Para acompanhamento do desgaste/avaria das ferramentas utilizou-se um

microscópio eletrônico Mitutoyo, modelo TM-500 e o software de tratamento de

imagens Motic Images 2.0 Plus, conforme mostrado na Figura 3.4. Utilizou-se uma

lente objetiva 2x e lente ocular de 30x gerando-se uma ampliação de 60x.

As ferramentas foram fixadas na mesa de medição através de gabarito. A

movimentação das ferramentas na mesa foi executada por meio do anel

micrométrico digital no eixo coordenado X e no eixo Y. O foco do eixo Z foi regulado

através de controle manual de aproximação.

Figura 3.4 - Montagem no microscópio Mitutoyo.

54

Para análise qualitativa dos desgastes/avariais presentes nas ferramentas,

utilizou-se também um microscópio eletrônico de varredura (MEV), modelo TM 3000

Hitachi, com ampliação de 300x e aceleração de voltagem de 15 kV. As ferramentas

foram fixadas no porta amostras, conforme mostrado na Figura 3.5.

Figura 3.5 - Montagem no microscópio eletrônico de varredura.

Antes do processo de usinagem, cada ferramenta foi inspecionada quanto às

suas dimensões de aresta (S) e raio de ponta (rε), utilizando-se um projetor de perfil

Digimess, modelo 400.400, conforme mostrado na Figura 3.6.

Figura 3.6 - Projetor de perfil Digimess.

Utilizou-se para as medições uma lente padrão objetiva com ampliação de

10x obtendo-se um campo de visão de aproximadamente 30 mm de diâmetro a uma

distância de trabalho de aproximadamente 75 mm. Conforme o manual técnico do

equipamento, para a distância de trabalho escolhida o equipamento produz um erro

de 0,08%. Para melhor detalhamento das arestas das ferramentas foi selecionada a

projeção do tipo combinada (diascópica e episcópica), conforme mostrado na Figura

3.7.

55

Figura 3.7 - Medição eixo coordenado X para ferramenta T1.

Através da análise estatística qui-quadrado, com 95% de confiança, aceitou-

se a igualdade dos raios e arestas das ferramentas.

3.2 - Monitoramento dos sinais elétricos do motor.

Os sinais da corrente e potência elétrica consumida, nas fases de

alimentação do motor trifásico da máquina, foram coletados de duas maneiras.

Primeiramente, utilizou-se de um transdutor digital Yokogawa, modelo 2480 D,

conforme mostrado na Figura 3.8 e, posteriormente, apenas para os sinais de

corrente, utilizou-se uma placa de aquisição analógica para digital (AD), National

Instruments, modelo USB-6008. Os sensores foram calibrados conforme manual de

instalação dos mesmos.

Figura 3.8 - Transdutor digital Yokogawa.

56

No momento de instalação do equipamento, observou-se que as duas fases

selecionadas apresentaram pequenas oscilações, em torno de 3%. Para

alimentação do Transdig foram utilizados dois sensores de efeito Hall, marca Lukma,

modelo MSQ-30, com a relação de 60/5, capazes de realizar leituras compreendidas

numa faixa de 0-5 amperes com erro de aproximação de 5%. O modelo de

transformador de corrente e o esquema de montagem utilizado são mostrados na

Figura 3.9.

a) b)

Figura 3.9 - a) Transformador de corrente (LUKMA, 2012); b) Montagem do

transdutor digital Yokogawa.

Os sinais elétricos das saídas analógicas do transdutor digital foram

conectados a uma placa de conversão AD marca ICP CON Self-Tuner modelo 7520

RS-485 RS-232 e esta a um computador por meio da porta USB, utilizando-se o

software Transdig Enhanced versão 1.4.4 para aquisição dos dados. A tela gráfica

do software foi configurada para ler os sinais de corrente e potência elétrica das

fases escolhidas. A montagem está representada na Figura 3.10.

57

Figura 3.10 - Montagem do sistema via Transdig.

Na segunda montagem, utilizaram-se os mesmos transformadores de

corrente cujas saídas analógicas foram conectadas aos canais de entrada da placa

de aquisição AD modelo USB-6008 da National Instruments e, esta, à porta serial do

computador, cujos sinais foram coletados e armazenados por meio de um

instrumento virtual (VI) criado no software LabView 8.5 da National Instruments.

A taxa de amostragem dos sinais monitorados foi de 120 Hz, captados em

intervalos de 5 minutos.

3.3 - Medição da dureza no corpo de prova.

A dureza no corpo de prova foi medida por um durômetro manual Time

Hardness Tester, modelo TH 130, em três pontos localizados a 25 milímetros na

região final do perfil do dente usinado, conforme mostrado na Figura 3.11.

58

a) b)

Figura 3.11 - a) Durômetro manual Time Hardness Tester; b) Pontos de medição da

dureza no perfil do dente usinado.

3.4 - Programação do centro de usinagem CNC.

A trajetória de corte da ferramenta foi determinada por meio de linguagem de

programação ISO, gerada com auxílio de software CAM, da Fagor Automation. O

desenho do perfil envolvente do dente da engrenagem foi executado com o auxílio

de software CAD, da Zwsoft.

Durante o fresamento de cada vazio entre os dentes, a trajetória adotada

conduziu a ferramenta aos mesmos movimentos ativos e passivos de corte,

independente da posição ocupada pelo dente na circunferência da engrenagem.

Este arranjo permitiu a manutenção de um mesmo intervalo de tempo para mesma

velocidade de corte usada.

3.5 - Fluido de corte.

O fresamento foi realizado com presença de fluido de corte solúvel, sendo

óleo semi-sintético da marca Side Chemical, na proporção de 1:20. Apesar do corte

interrompido no fresamento, a presença do fluido de corte se justifica pelo baixo

valor da profundidade de corte (ap) e pelo estado de superfície, pois não se realiza

usinagem posterior para acabamento nas faces dos dentes.

4 - RESULTADOS E DISCUSSÕES

Neste capítulo serão apresentados, sob a forma de tópicos, os resultados

obtidos no fresamento de dentes de engrenagens quando utilizadas duas

ferramentas, três velocidades de corte e quatro comprimentos de usinagem.

Os tópicos serão discutidos seguindo a ordem de realização dos ensaios e

distribuídos da seguinte forma: dureza das superfícies usinadas, desgastes nas

ferramentas, monitoramento da corrente elétrica e, finalmente, análise qualitativa da

superfície da ferramenta.

4.1 - Dureza das superfícies usinadas.

A Tabela 4.1 representa a medida de dureza obtida nos quatro níveis de

comprimento de corte, três níveis de velocidade de corte e dois níveis de

ferramentas, conforme previsto no planejamento dos experimentos. Os valores

correspondem à média dos três pontos medidos conforme descrito no item 3.3 do

capítulo anterior. Também foram monitorados os sinais das variáveis elétricas do

motor da máquina, em particular, a corrente elétrica líquida consumida no momento

da usinagem.

Tabela 4.1 - Durezas em Hardness Brinell (HB) no dente da engrenagem.

Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3

L1 276 257 271 280 264 274 272 264 270

L2 263 280 263 277 262 276 269 275 269

L3 274 252 275 275 269 268 261 264 272

L4 268 253 278 280 276 263 272 278 266

L1 280 265 260 274 276 273 253 275 270

L2 258 276 270 274 276 278 274 265 270

L3 272 279 271 267 269 255 264 269 267

L4 259 275 270 268 262 271 273 263 251

Dureza80% vc 90% vc 100% vc

T1

T2

60

A faixa de dureza obtida nos ensaios é considerada aceitável e compatível

com catálogo dos fabricantes das ferramentas, conforme descrito no item 3.1 do

capítulo anterior.

Os valores da dureza mostrados na Tabela 4.1 apresentam uma distribuição

normal, conforme verificado com o auxílio do software Minitab.

Para verificação da uniformidade de distribuição da dureza foi utilizado um

planejamento fatorial aleatorizado por níveis, modelo de efeito fixo, cujos resultados

encontram-se expressos na Tabela 4.2.

Tabela 4.2 - Análise de variância para dureza.

Dureza - GL Média F(calc.) F(tab.)

Total 3798,611 71 - - -

vc 149,528 2 74,764 1,203 3,191

Ferramenta 16,056 1 16,056 0,258 4,043

Compr. de corte 101,389 3 33,796 0,544 2,798

vc x ferramenta 88,528 2 44,264 0,712 3,191

vc x compr. corte 171,694 6 28,616 0,461 2,295

Ferramenta x compr. 85,389 3 28,463 0,458 2,798

vc x ferram. x compr. 203,361 6 33,894 0,545 2,295

Erro 2982,667 48 62,139 - - -

Decisão

-

Não tem influência







Para um nível de confiança de 95% pode-se afirmar que os valores

observados de dureza são iguais, ou seja, a dureza nos dentes da engrenagem em

aço ABNT 4140 não apresentou diferença significativa após a usinagem nas

condições dos ensaios realizados.

4.2 - Desgastes das ferramentas.

A Tabela 4.3 representa os valores dos desgastes medidos na superfície

secundária de folga (A’α) das ferramentas. Não foram observados desgastes na

superfície principal de folga (Aα) devido ao fato da profundidade de corte (ap) ser

menor que o raio de ponta da ferramenta (rε). Os valores do desgaste mostrados na

Tabela 4.3 apresentam uma distribuição normal, conforme verificado com o auxílio

do software Minitab.

61

Tabela 4.3 - Desgaste (µm) medido na superfície secundária de folga.


L1 0,120 0,111 0,125 0,093 0,090 0,098 0,071 0,078 0,086

L2 0,135 0,140 0,139 0,099 0,104 0,104 0,079 0,093 0,091

L3 0,183 0,147 0,164 0,104 0,111 0,167 0,099 0,098 0,091

L4 0,209 0,247 0,292 0,139 0,181 0,181 0,105 0,113 0,125

L1 0,073 0,077 0,071 0,084 0,076 0,078 0,070 0,076 0,077

L2 0,091 0,083 0,081 0,099 0,079 0,091 0,078 0,077 0,091

L3 0,119 0,139 0,098 0,112 0,196 0,128 0,093 0,098 0,097

L4 0,273 0,218 0,386 0,182 0,207 0,233 0,098 0,118 0,119

80% vc 90% vc 100% vcDesgaste

T1

T2

A Tabela 4.4 representa a análise de variância executada para verificação da

influência das variáveis independentes.

Tabela 4.4 - Análise de variância para desgaste na superfície secundária de folga.

Desgaste GL Média F(calc.) F(tab.)

Total 0,250 71 - - -

vc 0,047 2 0,024 38,004 3,191

Ferramenta 0,001 1 0,001 1,370 4,043

Compr. de corte 0,118 3 0,039 63,404 2,798

vc x ferramenta 0,003 2 0,002 2,712 3,191

vc x compr. corte 0,039 6 0,006 10,411 2,295



Erro 0,030 48 0,001 - -

Tem influência

Tem influência


-

Decisão

-

Tem influência


Tem influência


Da análise da Tabela 4.4 observa-se que a variável velocidade de corte e

comprimento de corte, assim como a interação entre ambas, possui influência no

desgaste das ferramentas.

Também, apesar do tipo de ferramenta utilizada não apresentar diferenças

significativas quanto ao desgaste observado nas condições dos ensaios, as mesmas

se interagem com o comprimento de corte, mostrando sofrerem influência dos

mesmos.

62

Da análise de contraste para as velocidades de corte observou-se que todas

interferiram no desgaste das ferramentas, com destaque para as maiores

velocidades, as quais produziram menores níveis de desgastes nas ferramentas.

No caso dos comprimentos de corte utilizados, pode-se dizer que os mesmos

interferem diretamente no desgaste das ferramentas. Porém, no caso dos dois

comprimentos de corte iniciais (L1) e (L2), o desgaste nas ferramentas não

apresentou diferenças significativas.

Da análise da interação entre as velocidades de corte e os comprimentos de

corte, pode-se dizer que houve influência significativa, com produção dos maiores

desgastes, quando usinou-se nas menores velocidades de corte e nos maiores

comprimentos de corte.

Sendo assim, no caso do fresamento dos comprimentos de corte iniciais (L1)

e (L2), recomenda-se trabalhar com maiores velocidades de corte, haja vista que,

sendo o avanço por dente constante, é possível produzir peças em menor tempo de

usinagem.

O mesmo fenômeno ocorreu no caso da interação entre as ferramentas e os

comprimentos de corte, sugerindo-se selecionar ferramentas de menor custo no

caso de usinar-se os comprimentos de corte iniciais (L1) e (L2).

A Figura 4.1 representa o gráfico dos valores médios dos desgastes das

ferramentas em função do comprimento de corte e da velocidade de corte.

0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0,250

0,300

L1 L2 L3 L4 L1 L2 L3 L4

T1 T2

De

sga

ste

su

pe

rfíc

ie s

ecu

nd

ári

a (

μm

)

80% vc

90% vc

100% vc

Figura 4.1 - Valor médio do desgaste nas ferramentas.

63

Na Figura 4.2 observa-se a superfície secundária de folga para uma das

ferramentas T1 e na Figura 4.3 para uma das ferramentas T2, quando utilizados

respectivamente os valores de 80, 90 e 100% da velocidade de corte e ampliação de

60x, ambas para dois comprimentos de corte usinados (L2) e, também, para quatro

comprimentos de corte usinados (L4).

Compr. / vc 80% vc 90% vc 100% vc

L2

L4

Figura 4.2 - Superfície secundária de folga ferramenta T1.

Compr. / vc 80% vc 90% vc 100% vc

L2

L4

Figura 4.3 - Superfície secundária de folga ferramenta T2.

64

4.3 - Monitoramento da corrente elétrica do motor da máquina.

A Tabela 4.5 representa os valores médios das medições para corrente

elétrica monitorada durante os ensaios realizados. Os valores da corrente elétrica

mostrados na Tabela 4.5 apresentam uma distribuição normal, conforme verificado

com o auxílio do software Minitab.

Tabela 4.5 - Valores da corrente elétrica (Ampere).


L1 2,244 2,583 2,759 2,378 2,088 2,390 2,131 2,087 2,230

L2 2,393 2,468 1,997 2,282 2,146 2,312 1,937 2,277 1,921

L3 2,737 2,540 2,751 2,663 2,551 2,508 2,401 2,311 2,157

L4 2,449 2,690 2,375 2,485 2,183 2,372 2,081 2,430 2,626

L1 1,609 1,894 1,675 2,160 2,329 2,142 2,009 2,236 1,802

L2 1,926 2,288 1,902 2,173 2,082 2,411 2,021 1,824 2,138

L3 2,169 2,488 2,111 2,196 1,842 2,299 2,612 2,150 2,682

L4 2,306 2,648 2,682 2,510 2,659 2,587 2,385 2,052 2,279

T1

T2

Corrente80% vc 90% vc 100% vc

Ainda, com relação aos valores da média de corrente elétrica mostrada na

Tabela 4.5, estes foram obtidos da diferença de corrente quando a máquina estava

sem ação de corte, ou seja, em vazio, e a máquina em processo de usinagem.

Portanto, o valor da corrente representa apenas a parcela referente ao processo de

corte.

Os sinais de potência elétrica durante a operação de usinagem foram

monitorados conforme descrito no capítulo anterior, apresentando comportamento

similar aos da corrente elétrica.

Para análise da interação dos níveis das variáveis de influência do processo

quanto à corrente elétrica consumida pelo motor da máquina, utilizou-se um

planejamento fatorial aleatorizado por níveis, modelo de efeito fixo, cujos resultados

encontram-se expressos na Tabela 4.6.

Observou-se que todos os níveis das variáveis independentes interferem na

corrente consumida durante os ensaios, exceto na interação velocidade de corte e

comprimento de corte.

65

Tabela 4.6 - Análise de variância da corrente elétrica.

Corrente GL Média F(calc.) F(tab.)

Total 5,246 71 - - -

vc 0,239 2 0,120 3,512 3,191

Ferramenta 0,445 1 0,445 13,047 4,043

Compr. de corte 1,326 3 0,442 12,958 2,798

vc x ferramenta 0,368 2 0,184 5,393 3,191

vc x compr. corte 0,188 6 0,031 0,918 2,295



Erro 1,637 48 0,034 - -

Tem influência

Tem influência

-

Decisão

Tem influência

Tem influência


Tem influência

Tem influência

-

Da análise de contraste das velocidades de corte, observou-se que menores

velocidades de corte se mostraram mais sensíveis ao aumento da corrente elétrica

quando comparadas às maiores velocidades de corte, compatível com o que foi

analisado no caso da variável desgaste, em que os maiores desgastes das

ferramentas foram encontrados nos menores valores da velocidade de corte.

Apesar de se aceitar a igualdade das ferramentas no caso da variável

desgaste, notou-se haver interação das mesmas com o comprimento de corte. Como

houve inversão do comportamento das mesmas a partir do comprimento de corte

(L2), e mostrando-se diferentes no caso da variável corrente, pode-se dizer que nem

toda a potência consumida no corte é consequência do desgaste da ferramenta,

mas também de outras variáveis como energia térmica, materiais constituintes da

ferramenta, entre outros.

Conforme observado no caso do desgaste das ferramentas, também houve

um acréscimo substancial no nível da corrente após a usinagem do segundo

comprimento de corte, mantendo-se constante. Assim, recomenda-se como ação

preventiva a inspeção das ferramentas quando estas estiverem realizando maiores

comprimentos de corte, haja vista que nesta situação a corrente elétrica sofreu maior

interferência das variáveis independentes do processo.

A Figura 4.4 representa o gráfico dos valores médios da corrente elétrica

monitorada em função do comprimento de corte e da velocidade de corte.

66

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

2,20

2,40

2,60

2,80

3,00

L1 L2 L3 L4 L1 L2 L3 L4

T1 T2

Co

rre

nte

elé

tric

a (

A)

80% vc

90% vc

100% vc

Figura 4.4 - Valor médio da corrente para ferramentas utilizadas.

Para ferramenta T1, os maiores desgastes médios foram observados nos

menores valores de velocidade de corte, similar ao ocorrido no comportamento da

corrente monitorada.

Para ferramenta T2 pode-se observar um grande delta de valores da corrente

elétrica entre o comprimento de corte (L1) e o comprimento de corte (L4), o que

ocorreu de maneira mais sutil para ferramenta T1. Esta diferença é relacionada ao

comportamento irregular da ferramenta T2 durante a usinagem, principalmente em

função do tipo de revestimento, que não apresentou melhor rendimento operacional

à medida que os comprimentos de corte aumentaram.

A ferramenta T2 apresentou maiores valores de corrente elétrica com

tendência de crescimento em velocidades de corte maiores, e isto pode estar

associado ao tipo de avaria observada.

Conforme mostrado na revisão bibliográfica, o aumento da velocidade de

corte poderia diminuir a ocorrência de avarias, porém isto ocorre quando o avanço

da ferramenta é alterado no início do corte. Como o avanço por dente foi mantido

constante, o aumento da velocidade de corte agiu de forma contrária, promovendo a

ocorrência de avarias de lascamento.

Sabe-se que o processo de fresamento é cíclico, onde os valores da corrente

elétrica tendem a grande alternância à medida que a largura de corte se modifica.

Assim, o comportamento da corrente pode ter sido influenciado pela característica

67

do processo, apesar de depender também, em certos casos, do estado de

degradação das ferramentas.

Existem dois possíveis efeitos sobre o aumento da corrente elétrica: a

diminuição da resistência do material em função do aumento de calor (que facilitaria

o corte resultando em menor potência consumida) e o aumento da área de contato

entre as superfícies desgastadas (o que aumentaria o coeficiente de atrito e a

potência requerida para realização do corte de maneira efetiva). Neste caso parece

ter ocorrido influência do aumento da área de contato entre ferramenta e peça,

conforme pode ser identificado na análise posterior de avarias realizada no MEV.

Apesar das diferenças e limitações entre os métodos de aquisição de dados

adotados, acredita-se que os valores monitorados são suficientes para representar o

comportamento das ferramentas durante a usinagem, visto que não existiam

parâmetros anteriores de comparação para o processo estudado neste trabalho.

Sabendo-se que maiores velocidades de corte possuem menor influência nos

desgastes/avarias observados no processo estudado, e com consequente

diminuição dos valores da corrente / potência elétrica consumidas, após a realização

desta pesquisa optou-se por trabalhar com velocidades de corte superiores a 100%

vc conforme aplicadas neste trabalho. Como resultado preliminar, obteve-se um

ganho de realização de maiores comprimentos de corte. A utilização de velocidades

de corte acima daquelas utilizadas neste trabalho permitiu elevar-se a vida da

ferramenta para comprimentos de corte localizados entre (L5) e (L6) comprimentos,

gerando-se assim um aproveitamento 50% melhor das ferramentas de corte.

4.4- Análise qualitativa da superfície da ferramenta.

A microscopia convencional utilizada para medição dos desgastes permitiu a

determinação quantitativa e avaliação estatística do estado de degradação das

ferramentas, porém resolveu-se avaliar quais seriam os prováveis danos mecânicos

ocorridos durante o processo de fresamento.

Como ferramenta auxiliar, optou-se pela execução de análise por meio do

microscópio eletrônico de varredura (MEV), onde foi possível executar ampliações

mais elaboradas e que permitissem melhores observações da aresta secundária de

corte das ferramentas.

68

Os resultados qualitativos da análise das ferramentas mostraram haver

coerência com as discussões anteriores, ou seja, na Figura 4.5 e 4.6 para a

ferramenta T1 e na Figura 4.7 e 4.8 para a ferramenta T2, numa ampliação de 300

vezes, quando utilizados os valores de 80, 90 e 100% da velocidade de corte e

comprimento de corte (L2) e comprimento de corte (L4), observou-se que a

ferramenta T2 apresentou maior grau de degradação em comprimentos de corte

maiores.

Figura 4.5 - Aresta secundária de corte da ferramenta T1 para comprimento de corte

L2; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.


L4; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.

a) b) c)

a) b)

c)

a)

b) c)

69


L2; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.


L4; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.

Conforme observado nas Figuras 4.5 e 4.6, a ferramenta T1 apresentou maior

desprendimento da cobertura em menores velocidades de corte. Este fenômeno

também foi notado na ferramenta T2, em menores velocidades de corte, conforme

mostrado nas Figuras 4.7 e 4.8, porém com gradiente de crescimento maior quando

comparado à ferramenta T1.

Assim, conclui-se de maneira qualitativa que o estado de degradação da

ferramenta T2 foi maior do que da ferramenta T1, implicando na definição desta

condição de ensaio para o fim de vida da ferramenta, ou seja, após a usinagem de

quatro comprimentos de corte (L4).

a) b) c)

a)

b) c)

5 - CONCLUSÕES

Da análise da eficiência das duas ferramentas utilizadas no fresamento frontal de

engrenagens cônicas de grandes dimensões fundidas em aço ABNT 4140, quando

utilizados três níveis da velocidade de corte e quatro níveis de comprimento de corte,

conclui-se que:

- Existe uma relação de dependência entre velocidade de corte e comprimento de

corte quanto ao desgaste apresentado nas ferramentas estudadas.

- O maior desgaste observado na superfície secundária de folga da ferramenta

ocorreu quando utilizou-se o menor nível de velocidade de corte.

- O tipo de ferramenta estudado não foi afetado em seu desgaste frontal pelas

velocidades e comprimentos de corte avaliados.

- A corrente elétrica e a potência consumida pelo motor da máquina apresentaram

comportamento de crescimento de forma similar ao desgaste observado nas

condições dos ensaios.

- Maiores níveis de corrente elétrica e desgastes foram observados quando ocorreu

o aumento dos comprimentos de usinagem no processo.

- Apesar de ter-se aceitado a igualdade das ferramentas quanto ao desgaste,

qualitativamente a ferramenta T2 apresentou maior degradação da superfície

secundária de folga (A’α) quando comparada à ferramenta T1.

- Quando executada a correlação entre desgaste da ferramenta e corrente elétrica,

observou-se que em 83% dos casos ocorreu o aumento da corrente elétrica de

maneira coincidente com o aumento do desgaste mensurado.

71

- Da análise qualitativa no microscópio de varredura eletrônica (MEV), notou-se

desgaste de flanco para metade da vida da ferramenta observado em (L2), e

lascamento seguido de abrasão para fim de vida da ferramenta observado em (L4).

- O lascamento foi mais evidente para maiores comprimentos de corte,

principalmente quando utilizada a ferramenta T2.

6 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

- Utilizar outras técnicas indiretas de monitoramento (por exemplo, emissão acústica)

para comparar os resultados obtidos neste trabalho. Apesar de se conhecer as

dificuldades e limitações da emissão acústica, acredita-se que a técnica possa trazer

resultados significativos, inclusive com maior porcentagem de acerto.

- Executar o fresamento utilizando ferramentas com outros tipos de cobertura para

comparação dos resultados. Avaliar economicamente o emprego de coberturas

diferentes, principalmente com relação à possíveis ganhos na vida da ferramenta.

- Executar o processo de fresamento utilizando técnicas de quantidade mínima de

lubrificante (MQL) e fresamento sem utilização de fluido de corte. Identificar os

processos de desgaste/avaria ocorridos e compará-los com aqueles observados

neste trabalho.

- Executar o processo de fresamento utilizando volume constante de remoção de

cavaco, com avanço por dente (fz) variável. Comparar os resultados obtidos de

corrente, potência elétrica e desgastes com os resultados deste trabalho. Avaliar

como o avanço por dente variável poderá interferir no estado de superfície da peça.

- Estudar a viabilidade de projeto para criação de um dispositivo de baixo custo

composto por transformadores de corrente a ser utilizado no monitoramento

contínuo do processo. O dispositivo seria instalado em local de fácil acesso ao

operador da máquina e serviria como indicador do momento ideal para troca da

ferramenta.

7 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Análise do desgaste de ferramentas no fresamento de ... · Resumo Técnicas não intrusivas de monitoramento são importantes aliadas para redução do descarte subjetivo de ferramentas