DESGASTE DE FERRAMENTA E OTIMIZAÇÃO DA …w2.files.scire.net.br/atrio/ufrj-pem_upl/THESIS/1177/pemufrj2013... · fabricação por peça foram observadas com a utilização do fluido

DESGASTE DE FERRAMENTA E OTIMIZAÇÃO DA VELOCIDADE DE CORTE

NA USINAGEM DO AÇO INOXIDÁVEL AUSTENÍTICO 304L COM FLUIDO

VEGETAL

Bruno Mello de Freitas

Dissertação de Mestrado apresentada ao

Programa de Pós-graduação em Engenharia

Mecânica, COPPE, da Universidade Federal do

Rio de Janeiro, como parte dos requisitos

necessários à obtenção do título de Mestre em

Engenharia Mecânica.

Orientador: José Luís Lopes da Silveira.

Rio de Janeiro

Março de 2013



VEGETAL


DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO

LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA

(COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE

DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE

EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA.

Examinada por:

________________________________________________

Prof. José Luís Lopes da Silveira, D.Sc.

________________________________________________

Profa. Anna Carla Monteiro de Araujo, D.Sc.

________________________________________________

Prof. Gilberto Garcia del Pino, D.Eng.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

MARÇO DE 2013

iii

Freitas, Bruno Mello de

Desgaste de ferramenta e otimização da velocidade de

corte na usinagem do aço inoxidável austenítico 304L com

fluido vegetal / Bruno Mello de Freitas - Rio de Janeiro:

UFRJ/COPPE, 2013.

IX, 104 p. 29,7 cm.


Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de

Engenharia Mecânica, 2013.

Referências Bibliográficas: p. 82-89.

1. Torneamento. 2. Aço inoxidável austenítico 304L. 3.

Desgaste de ferramenta. 4. Fluido de corte vegetal. 5.

Otimização. I. Silveira, José Luís Lopes da. II.

Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa

de Engenharia Mecânica. III. Título.

iv

Dedicatória

Dedico esse trabalho,

Aos meus pais, Eduardo Pereira de Freitas e Maria Neide

de Melo, pelos inúmeros apoios aos meus estudos.

À minha irmã, Brenna Kelen Mello de Freitas, por seus

incentivos.

v

Agradecimentos

À Deus, por me guiar sempre pelo caminho certo.

Ao meu orientador, professor D.Sc. José Luís Lopes da Silveira, pela horas dedicadas

aos ensinamentos para que a dissertação fosse bem sucedida, além das “caronas”

cedidas no decorrer da minha estadia no Rio de Janeiro.

À minha namorada, Joyce Xavier de Carvalho, pelo apoio.

À minha prima Danielle Rocha e ao seu esposo Alan Figueiredo pela moradia no Rio de

Janeiro.

Ao técnico do laboratório Alexandre Gastim Giagio pela realização dos ensaios na

máquina de CNC.

Ao técnico do laboratório de aulas práticas e metalografia Marcos Vinícius pela

medição da dureza nas peças.

Aos demais técnicos Vladimir, Moisés, Adilson, e aos estudantes do laboratório de

Centro de Estudos em Fabricação e Comando Numérico CEFCON pelo apoio indireto

nesse trabalho e não esquecendo o laço de amizade que teremos por nossa vida.

À FAPEAM - Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado do Amazonas pelo incentivo

das bolsas de estudo concedidas.

À Baltar química LTDA pela doação do fluido de corte vegetal para realização dos

ensaios.

Às pessoas, que mesmo não citadas nessa página, tiveram sua importância para a

conclusão desse trabalho.

vi

Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)



VEGETAL


Março/2013


Programa: Engenharia Mecânica.

A utilização do aço inoxidável nas indústrias de fabricação cresce

exponencialmente por sua alta resistência à corrosão, além de excelentes propriedades

mecânicas e características físico-químicas não encontradas em outras ligas metálicas.

Sua difícil usinabilidade é causada pela baixa condutividade térmica, alto coeficiente de

atrito, elevada ductilidade e alta resistência à tração, que contribuem para o aumento da

geração de calor entre a ferramenta e a peça durante o corte, ocasionando altos níveis de

desgastes. Nesse estudo a velocidade ótima de corte foi determinada para o processo de

torneamento do aço inoxidável austenítico 304L, utilizando ferramentas de corte de

metal duro e fluido de corte vegetal a base de soja. Os ensaios foram realizados para as

velocidades de corte: 300, 330, 360, 390 e 420 m/min com avanço de 0,1 mm/rot e

profundidade de corte de 0,5 mm. Avaliando a evolução do desgaste da ferramenta, a

velocidade ótima de corte foi obtida no intervalo entre 314,22 e 416,32 m/min, em

função do custo total e do tempo total, para calcular assim, a máxima taxa de lucro do

processo. Uma diminuição no desgaste da ferramenta, no custo total e no tempo total de

fabricação por peça foram observadas com a utilização do fluido de corte vegetal,

quando comparado a ensaios realizados com fluido mineral e corte a seco.

vii

Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)

TOOL WEAR AND OPTIMIZATION OF CUTTING SPEED IN MACHINING OF

AUSTENITIC STAINLESS STEEL 304L WITH VEGETABLE FLUID


March/2013

Advisor: José Luís Lopes da Silveira.

Department: Mechanical Engineering.

The use of stainless steel in the manufacturing industries have grown

exponentially due to its high resistance to corrosion, as well as its excellent mechanical

properties and physico-chemical characteristics, not found in other metal alloys. Its low

machinability is caused by the low thermal conductivity, high coefficient of friction,

high ductility and high tensile strength, which contribute to the increase of heat

generation between the tool and the workpiece during cutting, which causes high levels

of wear. In this study, the optimum cutting speed is determined for the turning process

of 304L austenitic stainless steel, using coated carbide cutting tools and soy based

vegetable cutting fluid. Experimental tests were performed for five cutting speeds: 300,

330, 360, 390 and 420 m/min, with a feed of 0.1 mm/rot and a depth of cut of 0.5 mm.

Evaluating the evolution of tool wear, the optimal cutting speed was obtained in the

range between 314,22 and 416,32 m / min, as a function of the total cost and the total

time, to calculate, the maximum profit rate of the process. A decrease in tool wear, in

the total cost and the total manufacturing time per piece was observed with the use of

vegetable cutting fluid, when compared to tests using mineral fluid and dry cut.

viii

ÍNDICE

1. Introdução 1

1.1 Motivação 2

1.2 Objetivos gerais 3

1.3 Objetivos específicos 3

1.4 Estrutura do trabalho 4

2. Revisão de Literatura 5

2.1 Usinagem por torneamento 5

2.2 Aço inoxidável 7

2.2.1 Aço inoxidável austenítico 8

2.3 Desgaste de ferramenta 11

2.4 Fluido de corte 16

2.4.1 Fluido de corte vegetal 18

3. Otimização da Velocidade de Corte 21

3.1 Vida da ferramenta 22

3.2 Tempo de corte 23

3.3 Tempo devido à ferramenta 24

3.4 Tempo improdutivo 24

3.5 Tempo total 25

3.6 Velocidade de corte para máxima produção 25

3.7 Velocidade econômica de corte 26

3.7.1 Vida econômica da ferramenta 30

3.8 Intervalo de máxima eficiência 31

3.9 Máxima taxa de lucro 31

4. Metodologia para a Análise do Desgaste 32

4.1 Equipamentos 32

5. Resultados dos Ensaios 40

ix

5.1 Resultados do Ensaio 1 40







5.8 Análise da Equação de Taylor 65

5.9 Cálculo das condições econômicas 70

5.9.1 Cálculo do tempo total e do custo total para as condições econômicas 71

5.9.2 Cálculo da máxima taxa de lucro 72

5.10 Comparação com estudos anteriores 73

6. Conclusão 80

7. Referências Bibliográficas 82

Anexo 1 - Dados técnicos do fabricante para o fluido de corte vegetal Balxedot. 90

Anexo 2 - Programação CNC utilizada nos ensaios. 95

Anexo 3 - Tabelas de dados experimentais dos ensaios. 96

Anexo 4 - Corpos de prova utilizados em cada ensaio. 103

Anexo 5 - Programa no Matlab para o tempo total, o custo total e a taxa de lucro. 104

1

1. Introdução

A utilização do aço inoxidável nas indústrias de fabricação cresce

exponencialmente por sua alta resistência à corrosão, além de excelentes propriedades

mecânicas e características físico-químicas não encontradas em outras ligas metálicas.

Conforme Jianxin et al. (2011a) a usinagem desse material é um assunto de grande

interesse na área industrial e de pesquisa científica mundial.

Na usinagem dos metais, o atrito entre a ferramenta e o cavaco ocasionam altos

desgastes das ferramentas de corte, que interfere diretamente na precisão dimensional e

no acabamento superficial da peça, proporcionando altos custos para as indústrias. Para

melhorar esse mecanismo, é usado o fluido de corte para reduzir a força de corte, alterar

a distribuição de temperatura na ferramenta e no cavaco, assim possibilitando maiores

velocidades de corte na produção e melhores rugosidades superficiais. O conhecimento

do desempenho dos fluidos de corte na usinagem de diferentes materiais é de crítica

importância para melhorar a eficiência de qualquer processo de usinagem, porém,

muitos dos fluidos de corte possuem substâncias químicas em sua composição

prejudiciais às pessoas e ao meio ambiente e um método para amenizar esses problemas

é a utilização de fluidos vegetais que são ecologicamente amigáveis pela sua

biodegradabilidade. No presente estado da arte não há garantia que os fluidos de corte

serão totalmente eliminados em um futuro próximo.

A evolução tecnológica metal mecânica, mais precisamente no processo de

usinagem, apresenta um franco desenvolvimento, atingindo níveis de elevada excelência

nas máquinas e nas ferramentas. O desempenho da ferramenta necessita de estudos bem

aprofundados, principalmente para prever e estabelecer a vida útil da ferramenta,

otimizando assim, a velocidade de corte para desenvolver processos capazes de produzir

a maior quantidade de produtos com alta qualidade, a um custo econômico, em um

mínimo espaço de tempo.

A maioria das ferramentas de metal duro utilizadas na indústria de usinagem é

revestida e esses recobrimentos encarecem o custo da ferramenta, porém os custos com

as ferramentas são secundários quando comparados com outros custos de operações,

como por exemplo, o custo da hora máquina. Kalls et al. (2006) concluíram que

reduzindo os custos da ferramenta de corte em 30%, ou com um aumento de sua vida

útil em 50%, nos resultará apenas em 1% na redução dos custos de fabricação. Em

2

contrapartida, um aumento em 20% dos parâmetros de corte resultará numa redução de

15% nos custos produtivos.

Existem poucos modelos dos desgastes das ferramentas para o torneamento

apresentados na literatura, devido à complexidade na modelagem desse processo. A

vida da ferramenta é reconhecida como um critério na metodologia de otimização de um

sistema de corte e por isso, muitas empresas se interessam em otimizar os parâmetros de

corte, através da análise do desgaste da ferramenta para reduzir custos, melhorar a

qualidade do produto e aumentar a eficiência de seus processos produtivos.

Nesse contexto, mais da metade dos produtos na indústria de fabricação são

submetidos, no mínimo, a uma operação de usinagem no decorrer de sua fabricação. Os

custos estão diretamente relacionados com a sua usinabilidade, logo a determinação dos

parâmetros ótimos de corte é realizada pela análise das funções objetivo do custo total,

tempo total e máxima taxa de lucro, calculando assim, o intervalo de máxima eficiência

do processo. Nesse trabalho a influência da velocidade de corte é investigada através da

vida útil de uma ferramenta de metal duro, visando o cálculo da economia do processo

através da equação de Taylor (Ferraresi, 2009), no decorrer da usinagem do aço

inoxidável austenítico 304L utilizando fluido de corte vegetal a base de soja.

1.1 Motivação

As pesquisas na usinagem de aços inoxidáveis tiveram um aumento expressivo

de interesse a partir da década de 90. Uma consulta no site Web of Science forneceu

mais de 200 artigos publicados na área em 2010, 2011 e 2012, mostrado da Figura 1.1.

A usinagem de materias de alto desempenho apresenta problemas técnicos como

desgaste elevado da ferramenta, baixa eficiência de usinagem e alto custo de produção.

A otimização da velocidade de corte é necessária para maximizar o desempenho de um

sistema. Outro mercado que apresenta um desenvolvimento contínuo e necessita de um

estudo aprofundado é o de fluidos de corte, que com as regulamentações ambientais

mais rigorosas, novas tecnologias são desenvolvidas para a fabricação de óleos menos

tóxicos.

3

Figura 1.1. Gráfico da quantidade de artigos publicados sobre a usinagem do aço inoxidável nos últimos

anos (Web of Science).

1.2 Objetivos gerais

Otimizar a velocidade de corte de usinagem com dados reais da evolução do

desgaste de uma ferramenta de metal duro com recobrimento, no torneamento do aço

inoxidável austenítico 304L, com a presença de fluido de corte vegetal a base de soja,

causadas pela variação da velocidade de corte, observando o fim da vida da ferramenta

com a finalidade de estabelecer o intervalo de máxima eficiência do processo.

1.3 Objetivos específicos

Avaliar a influência da velocidade de corte através de ensaios no torneamento

cilíndrico externo de acabamento do aço inoxidável austenítico 304L com diferentes

velocidades de corte, assim como a progressão do desgaste da ferramenta de corte de

metal duro com a presença do fluido emulsivo vegetal a base de soja.

Com gráficos logaritmos do desgaste da ferramenta em função do tempo de

corte será calculado o coeficiente angular da reta x e a constante K da vida da

ferramenta na equação de Taylor, para determinar a curva da vida útil da ferramenta de

usinagem.

Através de todos os valores coletados, calcular os intervalos de máxima

eficiência que otimizam os processos de usinagem, determinando a faixa ideal de

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4

velocidade e tempo de corte, reduzindo o custo de fabricação e/ou aumentando a

produtividade e lucratividade do processo.

1.4 Estrutura do trabalho

O trabalho está dividido em sete capítulos, sendo que no capítulo 1, é

apresentada a introdução, a motivação e os objetivos gerais e específicos. No capítulo 2

dando continuidade ao trabalho é exposta a revisão da literatura com uma breve

apresentação sobre a usinagem por torneamento, aço inoxidável, tipos dos desgastes e

fluido de corte. No capítulo 3 é descrita a otimização para análise econômica do

processo. No capítulo 4 há a metodologia para análise dos desgastes. No capítulo 5 são

apresentadas a análise dos resultados e as discussões. No capítulo 6 estão as conclusões

e sugestões para trabalhos futuros e o trabalho é finalizado no capítulo 7 com as

referências bibliográficas.

5

2. Revisão de Literatura

2.1 Usinagem por torneamento

Usinagem é o processo da indústria de transformação mecânica aplicado a peças

de metais: fundidas, forjadas, pré-fabricadas ou brutas, no qual uma camada

denominada cavaco é removida, conferindo à peça a geometria desejada através de uma

ferramenta afiada em forma de cunha. O cavaco é definido como a porção de material

da peça, retirada pela ferramenta, caracterizando-se por apresentar forma geométrica

irregular (Ferraresi, 2009).

Segundo Almeida (2010), o processo de usinagem é utilizado na fabricação de

produtos de vários setores industriais. Avalia-se que entre 15 e 20% do aço produzido

no mundo seja modificado ou removido pela usinagem em forma de cavaco,

evidenciando assim, um contínuo desenvolvimento tecnológico dos equipamentos e das

ferramentas.

É difícil citar algum produto que não necessite, direta ou indiretamente, o uso de

uma operação de usinagem em algum processo de sua manufatura. A grande utilização

dos processos de usinagem se deve principalmente à variedade de geometrias possíveis

de serem usinadas, com alto grau de precisão dimensional e de acabamento superficial e

também, devido às poucas alterações nas propriedades do material após o processo.

Essas características fazem com que, na grande maioria dos casos, os processos de

usinagem não possam ser substituídos por nenhum outro processo de fabricação, sendo

muitas vezes usados após outros processos com o objetivo de prover uma melhora no

acabamento superficial ou na tolerância dimensional do produto (Walker, 2004).

O processo de usinagem é extremamente complexo, envolvendo fenômenos com

efeitos mecânicos, metalúrgicos e térmicos que intervêm substancialmente no modo de

formação do cavaco, nas forças de corte e na vida da ferramenta. Segundo Trent e

Writing (2000) a usinabilidade de um material pode ser quantificada levando-se em

consideração o número de componentes produzidos por hora, o custo de usinagem do

componente ou a qualidade final da superfície trabalhada.

Entre os principais processos de usinagem convencional há o torneamento, onde

a peça executa um movimento de corte rotativo e a ferramenta monocortante executa

um movimento de translação de avanço e é geralmente utilizado na fabricação de peças

com simetria de revolução.

6

O torneamento é um processo mecânico de usinagem, em que a ferramenta de

corte remove o cavaco da superfície da peça através da rotação cilíndrica, para alcançar

dimensões geométricas preestabelecidas (Xavior e Adithan 2009). O material removido

desliza na face da ferramenta, conhecida como superficie de saída, resultando em

elevadas tensões normais e de cisalhamento e, além disso, há um alto coeficiente de

atrito no decorrer da formação do cavaco. Quanto à forma da trajetória, o torneamento

pode ser retilíneo ou curvilíneo (Ferraresi, 2009). No retilíneo há o torneamento

cilíndrico externo (Figura 2.1) que será utilizado nos experimentos, onde a ferramenta

se desloca segundo uma trajetória retilínea paralela ao eixo principal de rotação da

máquina. Ainda nesse grupo há o torneamento cilíndrico interno, torneamento cônico

interno e externo, torneamento radial e perfilamento.

Figura 2.1. Torneamento retilíneo cilíndrico externo (Ferrari, 2009).

Machado et al. (2011) descrevem que quanto à finalidade, todas as operações de

usinagem podem ser classificadas em desbaste e acabamento. Entende-se por desbaste,

a operação anterior a de acabamento, onde há uma grande remoção de material visando

obter na peça a forma e dimensões próximas das finais. O acabamento é a operação

destinada a obter na peça as dimensões finais, onde a especificação da qualidade final

da peça é prioritária. A rugosidade superficial é uma das especificações mais frequentes

nos projetos mecânicos. Pesquisas relatam que o aumento da velocidade de corte

melhora o acabamento superficial da peça e também diminui as forças de corte (Arbizu

e Pérez, 2003, Cakir et al., 2009, Noordin et al., 2001, Pawade et al., 2007). Um estudo

para determinar as condições ótimas de corte e os modelos matemáticos para a

rugosidade superficial (Ra e Rz) foi realizado por Asilturk e Neseli (2012), para o

torneamento a seco do aço inoxidável austenítico 304, utilizando pastilha de metal duro.

Os autores avaliaram a influência dos parâmetros de corte (velocidades de corte de 50,

100 e 150 m/min, profundidades de corte de 1; 1,5 e 2 mm e avanços de 0,15; 0,2 e 0,25

7

mm/rot) em relação à rugosidade superficial da peça, primeiramente através do método

computacional de Taguchi e, posteriormente, utilizando a metodologia de superfície de

resposta (RSM). Por último, a adequação do modelo matemático é provada através da

análise de variância (ANOVA). Seus resultados indicaram que o avanço é o fator que

mais influencia na rugosidade superficial da peça. O valor de Ra é minimizado quando o

valor do avanço é de 0,15 mm/rot, da profundidade de corte é de 1,5 mm e da

velocidade de corte é de 50 m/min. Por sua vez, o valor de Rz é minimizado quando o

valor do avanço é de 0,15 mm/rot, da profundidade de corte é de 1 mm e da velocidade

de corte é de 150 m/min.

2.2 Aço inoxidável

Segundo Asilturk e Neseli (2012) o aço inoxidável devido sua resistência à

corrosão é largamente utilizado na indústria de saúde, alimentos, na manufatura de

talheres, pias, tubulação e equipamentos farmacêuticos, bem como em molas, porcas e

parafusos. Xavior e Adithan (2009) acrescentam que esse material encontra ampla

aplicação em acessórios e componentes no setor de transporte aéreo e aeroespacial

como buchas, eixos, válvulas, parafusos especiais, recipientes criogênicos, na indústria

química e também tem sido usado na soldagem de estruturas em construção

aeroespacial. Outra aplicação desse material é na indústria de injeção de moldes e

matrizes para o processamento de materiais poliméricos.

Os aços inoxidáveis estão divididos em três classes com base na fase constituinte

predominante na sua microestrutura que pode ser martensítica, ferrítica ou austenítica.

Para esse trabalho foi utilizado o aço inoxidável austenítico que possuem grande

resistência à corrosão e contém composição química de 12 a 25% de cromo e de 8 a

25% de níquel, podendo sofrer melhorias em suas propriedades com adição de

molibdênio, cobre, alumínio ou silício. Fang e Zhang (1996), Qi e Mills (1996)

estudaram que a inserção de elementos oxidantes em aços inoxidáveis contendo

enxofre, tais como o cálcio, também melhora a usinabilidade desses aços. Essa alteração

resulta em um aumento nas propriedades plásticas, ou seja, menores forças de corte e

menos calor no decorrer da usinagem. M’Saoubi et al. (1999) descrevem que os aços

inoxidáveis austeníticos que contêm um alto teor de enxofre em seus elementos

químicos, são mais suscetíveis à corrosão, fazendo necessário a adição de outros

elementos químicos para melhoria de sua usinabilidade.

8

2.2.1 Aço inoxidável austenítico

O aço inoxidável austenítico é um material não magnético e que possui uma

resistência superior quando comparado com os aços inoxidáveis ferríticos. Além dessas

propriedades, que são comuns a todos os austeníticos 304, 304L, 316 e 316L, o aço

inoxidável 304L é menos suscetível a corrosão na zona termicamente afetada (ZTA),

durante a soldagem, pois possui menor teor de carbono (máximo de 0,03%), em

comparação com o aço inoxidável 304 que possui até 0,07% de carbono em sua

composição química. Segundo Martin et al. (2011) os aços inoxidáveis do tipo 304, em

geral, são os mais utilizados, Sullivan e Cotterell (2002) acrescentam que no grupo dos

aços inoxidáveis, a utilização dos aços inoxidáveis austeníticos é de 65 a 70%, sendo

que os da série 300 são os mais utilizados.

Trent e Wright (2000) descrevem que os aços inoxidáveis austeníticos são mais

difíceis de usinar do que os aços carbono. Essa característica ocasiona uma forte

aderência da interface da peça com a ferramenta que quando o cavaco é retirado pode

remover pequenos pedaços da ferramenta, ocasionando assim, a sua ruptura. Esses

fatores explicam a formação de aresta postiça no decorrer da usinagem desse material

que causará um aumento da taxa do desgaste da ferramenta e a deterioração da

integridade superficial da peça.

A baixa usinabilidade do aço austenítico é geralmente atribuida a baixa

condutividade térmica, alto coeficiente de atrito e elevada ductilidade, que contribuem

para o aumento de calor entre a ferramenta e a peça no decorrer da usinagem. Esse

material também possui alta resistência à tração, alta tenacidade à fratura e podem ser

reforçados por tratamentos a frio (Abou-El-Hossein e Yahya, 2005, Akasawa et al.,

2003, Kopac e Sali, 2001, Trent e Writing, 2000).

De acordo com Fernández-Abia et al. (2011) para alcançar uma melhor

produtividade e qualidade na usinagem dos aços inoxidáveis austeníticos, mantendo

uma vida útil conveniente da ferramenta, são realizados estudos fixando-se o valor do

avanço e da profundidade de corte, enquanto que a velocidade de corte é otimizada.

Para os aços austeníticos a velocidade de corte é tradicionalmente utilizada entre 150 e

350 m/min, ou seja, uma faixa moderada.

Em pesquisa desenvolvida por Ciftci (2006) foram realizados ensaios variando a

velocidade de corte em 120, 150, 180 e 210 m/min, avanço e profundidade de corte

fixados em 0,16 mm/rot e 1 mm, respectivamente, no torneamento a seco de aços

9

inoxidáveis austeníticos 304 e 316, utilizando ferramentas de metal duro. As influências

da velocidade de corte, do revestimento da superfície da ferramenta e o material da peça

foram investigadas quanto a rugosidade e as forças de corte na superfície usinada. Os

desgastes das ferramentas de corte foram examinados num microscópio eletrônico de

varredura (SEM). Foram apresentados resultados experimentais onde a velocidade de

corte significativamente afetou os valores de rugosidade da superfície usinada. Com

aumento da velocidade de corte em aproximadamente 180 m/min, os valores da

rugosidade superficial se reduziram até um valor mínimo e posteriormente com o

aumento da velocidade a rugosidade aumentou novamente.

Tekiner e Yesilyurt (2004) também investigaram a melhor condição de corte

para a usinagem de aços inoxidáveis 304, considerando a emissão acústica no processo

de usinagem. As análises foram realizadas com três diferentes avanços (0,2; 0,25 e 0,3

mm/rot) em cada velocidade de corte, 120, 135, 150, 165 e 180 m/min, com

produndidade de corte de 2,5 mm. Os critérios utilizados para análise foram o desgaste

de flanco da ferramenta, aresta postiça, forma dos cavacos, rugosidade superficial e

consumo de energia da máquina. Os parâmetros de corte que apresentaram os melhores

desempenhos foram a velocidade de 165 m/min e o avanço de 0,25 mm/rot.

Para conhecimento dos parâmetros de corte realizados na usinagem dos aços

inoxidáveis, nas Tabelas 2.1 e 2.2, estão alguns estudos para determinados avanços e

velocidades de corte.

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Tabela 2.1. Estudos realizados com determinados avanços na usinagem do aço inoxidável.

11

Tabela 2.2. Estudos realizados com determinadas velocidades de corte na usinagem do aço inoxidável.

30

33

04

30

4L

316

316

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016

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017

518

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25

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47 ~

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12

2.3 Desgaste de ferramenta

O metal duro é considerado o material de ferramenta mais adequado disponível

comercialmente para o processo de acabamento dos aços inoxidáveis. Segundo Lim et

al. (1999), para reduzir o desgaste, melhorar a vida útil da ferramenta e,

consequentemente, aumentar a produtividade são depositados nas ferramentas

revestimentos finos e com elevada dureza. A eficiência dos revestimentos é atribuída a

sua dureza e maior resistência à abrasão, melhorando, assim, o desempenho no decorrer

da usinagem. Ezugwu e Okeke (2001) relataram que avaliar a aplicabilidade e

desempenho do revestimento das ferramentas, para as operações de corte de diferentes

metais, requer que o substrato de metal duro possua o equilíbrio adequado entre

tenacidade e dureza, para minimizar a falha prematura da ferramenta e também ser

resistente o suficiente para suportar adequadamente o revestimento dos materiais.

O desgaste de uma ferramenta de metal duro é o resultado da ação de vários

fenômenos distintos, denominados componentes do desgaste. A componente do

desgaste predominará em relação as demais dependendo da natureza do material

usinado e das condições de usinagem (Ferraresi, 2009).

Xavior e Adithan (2009) afirmam que para se analisar a eficiência do processo

de usinagem deve-se avaliar alguns de seus parâmetros, tais como, o desgaste de flanco

da ferramenta, rugosidade superficial da peça, entre outros.

Baseado em Shabtay e Kaspi (2002) a vida de uma ferramenta de corte termina

em duas formas diferentes: o desgaste gradual ou progressivo de certas regiões na

superfície do flanco e de saída da ferramenta, ou de uma falha catastrófica que pode

acarretar em um fim prematuro para a vida da ferramenta.

Entre os tipos de desgaste: cratera (Figura 2.2), entalhe (Figura 2.3) e de flanco

ou frontal (Figura 2.4), o desgaste de flanco é o que mais afeta a vida da ferramenta e a

qualidade do produto e ocorre na superfície da ferramenta que está em contato com a

peça. Esse tipo de desgaste interfere diretamente no acabamento superficial da peça e,

finalmente, no custo do produto final em um projeto, pois, o valor da rugosidade

superficial é um dos requisitos mais comumente especificados (Park e Kwon, 2011,

Xavior e Adithan, 2009). O desgaste excessivo na superfície do flanco é chamado de

desgaste de entalhe. Uma preocupação é que muitas vezes, o desgaste de entalhe leva a

uma falha catastrófica da ferramenta (Park e Kwon, 2011).

13

O desgaste da ferramenta de corte pode ser avaliado através dos métodos diretos

e indiretos. No método direto, que será utilizado nesse trabalho, mede-se a geometria da

ferramenta usando-se dispositivos óticos. O método indireto utiliza a aquisição de

valores medidos de variáveis do processo (tais como a força de corte, temperatura,

vibração, emissão acústica) e da relação entre o desgaste da ferramenta e esses

parâmetros do processo.

Figura 2.2. Desgaste de cratera (SANDVIK Coromant: Manual Técnico).

Figura 2.3. Desgaste de entalhe.

Figura 2.4. Desgaste de flanco ou frontal.

O método mais adequado para a avaliação da vida útil da ferramenta é medir o

acabamento ou a integridade superficial da peça usinada (Mahdavinejad e Saeedy,

2011), porém como nem sempre é economicamente viável e fácil de realizar, Childs et

al. (2000) recomendam o monitoramento da vida através do desgaste no flanco da

14

ferramenta, pois esse é o desgaste que mais influencia na precisão da rugosidade

superficial da peça.

Os desgastes nas ferramentas de corte de aço rápido, metal duro e cerâmica são

quantificados pela norma ISO 3685:1993 (Figura 2.5), utilizando-se como critério para

o fim da vida em operações de desbaste:

Desgaste de flanco médio (VB = 0,3 mm).

Desgaste de flanco máximo (VBB máx = 0,6 mm), no caso do desgaste não

ocorrer de forma regular ao longo do flanco.

Profundidade de cratera (KT = 0,06 + 0,3 f), onde f é avanço em mm/rot.

Desgaste de entalhe (VBN = 1 mm).

Falha catastrófica.

A norma ainda recomenda a reafiação ou substituição da ferramenta ao atingir

qualquer um desses parâmetros.

Figura 2.5. Parâmetros de medição dos desgastes na ferramenta (ISO 3685:1993).

0,6 mm

0,3 mm

1,0 mm

15

Os estágios da evolução do desgste são mostrados graficamente na Figura 2.6. e

existem três estágios no decorrer da evolução do desgaste da ferramenta e são definidos

como (Machado et al., 2011:

Estágio 1: É a fase inicial do corte, onde a ferramenta se desgasta

aceleradamente devido a adequação do sistema tribológico, como se a cunha

cortante estivesse se adaptando ao processo.

Estágio 2: A característica predominante é um desgaste com uma taxa

aproximadamente constante ao longo do tempo de usinagem. Nessa fase a

ferramenta já está adequada ao processo e os mecanismos do desgaste

operam a uma taxa menor, mais baixa que a do Estágio 1.

Estágio 3: Nesse último estágio inicia-se a aceleração acentuada do desgaste

em um curto espaço de tempo e posteriormente poderá acontecer a falha

catastrófica da ferramenta.

Figura 2.6. Evolução do desgaste da ferramenta em função do tempo de usinagem (Machado et al., 2011).

Jianxin et al. (2011a) avaliaram o desgaste em dois tipos de ferramentas de

metal duro, WC/Co e WC/TiC/Co, no torneamento a seco. Como critério de

desempenho considerou-se o desgaste de flanco da ferramenta, as forças de corte e a

temperatura de corte. Sob as mesmas condições de análises para os três itens avaliados

foram encontrados menores valores para a ferramenta de WC/TiC/Co quando

comparado com a de WC/Co.

16

Abou-El-Hossein e Yahya (2005) relataram um estudo experimental

considerando o efeito da variação do avanço (0,025; 0,050; 0,075; 0,1 mm/rot) e da

velocidade de corte (150, 190, 225, 260 m/mim) sobre a vida útil e os modos do

desgaste nas pastilhas de metal duro, no fresamento do aço inoxidável 304, com

profundidade de corte de 2 mm. A medição do desgaste foi realizada através de um

microscópio eletrônico de varredura. Um aumento do desgaste de entalhe na superfície

de flanco da ferramenta foi observado com o aumento da velocidade de corte, e, ao

mesmo tempo, foi observado uma diminuição no desgaste da ferramenta, com o

aumento do avanço. Nesse estudo as condições ótimas de velocidade de corte de 150

m/min e avanço de 0,075 mm/rot forneceram máxima produtividade ao processo e

máxima vida útil à ferramenta.

Por sua vez Korkut et al. (2004) pesquisaram a determinação da velocidade ideal

de corte no torneamento a seco do aço inoxidável 304, utilizando ferramentas de corte

de metal duro. Os autores investigaram a influência da velocidade de corte em relação

ao desgaste de flanco da ferramenta e à rugosidade superficial da peça. As velocidades

utilizadas foram 120, 150 e 180 m/min, o avanço e a profundidade de corte foram

fixados em 0,24 mm/rot e 2,5 mm, respectivamente. O desgaste de flanco foi

dimensionado em conformidade com a norma ISO 3685 (desgaste de flanco VB = 0,3

mm) e a marca de desgaste foi visualizada através de um microscópio eletrônico de

varredura. A rugosidade (Ra) foi medida em um equipamento portátil (Mahr

Perthometer M2). Uma diminuição no desgaste de flanco da ferramenta e da rugosidade

(Ra) foi observada com o aumento da velocidade de corte até 180 m/min. A razão da

diminuição da rugosidade pode ser atribuída à presença de aresta postiça em baixas

velocidades.

2.4 Fluido de corte

Segundo Belluco e De Chiffre (2004) o mercado de fluidos de corte, Figura 2.7,

apresenta um grande desenvolvimento, devido principalmente a produção sustentável e

as regulamentações ambientais mais rigorosas. Para atender esses requisitos, novas

tecnologias para a fabricação de óleos mais "limpos" são desenvolvidas e essa tendência

é impulsionada pela redução de custos e desperdícios causados diretamente e

indiretamente pelo uso de fluidos de corte não renováveis. De acordo com Sreejith e

Ngoi (2000) os fluidos e lubrificantes utilizados no processo de usinagem possuem uma

17

representatividade de 16 a 20% nos custos de fabricação. Por consequência dos efeitos

negativos associados pelos fluidos de corte, muitas pesquisas têm sido recentemente

dirigidas no sentido de minimizar o uso de fluidos de corte ou evitá-los totalmente.

Ozcelik et al. (2011a) descrevem que os fluidos de corte utilizados na usinagem

de metais podem ser classificados em minerais, sintéticos, semi-sintético, solúveis e

fluidos de corte de base vegetal. Com excessão do fluido vegetal, os demais possuem

substâncias químicas prejudiciais ao ecossistema e quando evaporadas causam graves

problemas de saúde. Seu uso incorreto polui o ar e o descarte inapropriado contamina a

água, o solo e possivelmente os alimentos.

Existem inúmeros métodos de aplicação do fluido de corte, porém, o mais

utilizado atualmente, por sua simplicidade, é o jorro de baixa pressão, ou por gravidade,

que é aplicado na direção da interface cavaco-ferramenta, ou na superfície de saída da

ferramenta. Nesse método, o fluido de corte remove o cavaco da interface do cavaco-

ferramenta, dispensando dispositivos ou equipamentos especiais.

A maior parte da energia mecânica utilizada para formar o cavaco torna-se calor,

que gera altas temperaturas na região de corte. Devido à razão que uma elevada

temperatura da ferramenta leva a um desgaste mais rápido, o uso de fluidos de corte em

processos de usinagem tem como seu principal objetivo a redução da temperatura na

região de corte, que através de lubrificação, reduz o desgaste e o atrito (Xavior e

Adithan, 2009).

Outra melhoria da utilização do fluido de corte é na redução da formação de

aresta postiça, melhorando assim, as tolerâncias dimensionais da peça e a vida útil da

ferramenta. Segundo Ávila e Abrão (2001) o uso de fluidos no processo de usinagem foi

utilizado pela primeira vez por F. Taylor, que utilizou água como refrigerante e

alcançou um aumento na velocidade de corte de até 33% na usinagem de aços sem

reduzir a vida da ferramenta.

O fluido de corte tem imensa importância em operações de usinagem, pois ajuda

na refrigeração do calor gerado no decorrer do corte, para melhorar assim as condições

tribológicas do processo, evitar a formação de aresta postiça, facilitar a remoção de

cavacos para aumentar a vida útil da ferramenta e melhorar o acabamento superficial e

as tolerâncias dimensionais, através da redução das forças de corte e vibrações (Cetin et

al., 2011, Jianxin et al., 2011b, Nouari et al., 2003).

18

Figura 2.7. Fluido de corte (Moraes, 2012).

Segundo Bartz (1998) aproximadamente 13% de todos os lubrificantes utilizados

nos países da União Européia e 32% nos EUA são emitidos para o meio ambiente sem

muitas alterações em suas propriedades.

Segundo Cetin et al. (2011) há uma grande demanda para o desenvolvimento de

fluidos ambientalmente amigáveis para redução desses efeitos nocivos, tais como os

fluidos de corte de base vegetal. No Brasil, não há legislação para fluidos de corte, mas

existem duas leis que apenas classificam os lubrificantes como resíduos perigosos e dão

instruções sobre sua eliminação e reciclagem em geral: CONAMA 362/05 e o Decreto

Federal 50.877/61 (Alves e Oliveira, 2006).

2.4.1 Fluido de corte vegetal

Óleos vegetais são menos tóxicos, renováveis, ambientalmente amigáveis e

reduzem os custos de tratamento de resíduos devido a sua biodegradabilidade. Xavior e

Adithan (2009) afirmam que mais atenção tem sido dada para a classe de emulsão à

base de óleo vegetal e recentemente os óleos e gorduras vegetais têm sido utilizados

como lubrificantes para a usinagem de metais. O uso de óleo vegetal pode minimizar os

problemas enfrentados pelos operadores, como o câncer de pulmão e de pele e em

doenças respiratórias por consequência da inalação do vapor tóxico presente no

ambiente de trabalho. Ozcelik et al. (2011a), Ozcelik et al. (2011b) afirmam que fluidos

de corte vegetais têm potencial para reduzir os custos do tratamento de resíduos devido

à sua maior biodegradabilidade e maior redução aos riscos de doenças, uma vez que são

menos tóxicos resultando em um ambiente de trabalho mais saudável e limpo, com

menos elementos tóxicos no ar.

19

No estudo de Abdalla e Patel (2006) foram avaliados fluidos de corte mineral e

de base vegetal de: coco, girassol, dendê e colza, na usinagem de aços inoxidáveis e

ligas aeroespaciais de titânio. Através de estudos tribológicos, os fluidos de corte

vegetais forneceram valores de baixo coeficiente de atrito, ou seja, houve um

desempenho superior em comparação com o fluido mineral e também obtiveram as

condições ótimas na usinagem dos aços inoxidáveis. Xavior e Adithan (2009) relataram

que no decorrer da usinagem do aço inoxidável 304, os operadores de uma pequena

indústria, utilizaram óleo vegetal como fluido de corte, pois encontram dificuldades

tribológicas, como a alta temperatura entre a ferramenta de metal duro e a peça,

ocasionando assim, o desgaste prematuro da ferramenta e imperfeições na superfície da

peça. Seguindo esse procedimento, os autores desenvolveram uma pesquisa para

determinar a influência de fluidos de corte (fluido vegetal a base de coco, óleo emulsivo

e óleo puro) no desgaste da ferramenta e na rugosidade superficial durante o

torneamento do aço inoxidável austenítico 304, com ferramenta de metal duro

concluíram que o comportamento do fluido vegetal a base de coco obteve um

desempenho superior no desgaste da ferramenta e no acabamento superficial do aço, em

relação ao óleo emulsivo e ao óleo puro, no decorrer do processo de usinagem.

Em pesquisa realizada por Cetin et al. (2011) foram utilizados seis diferentes

fluidos de corte, dois a base de girassol e dois a base de canola, todos com diferentes

porcentagens de aditivos de extrema pressão (EP) e dois tipos de fluidos de cortes

comerciais, um semi-sintético e outro mineral, para avaliar a redução da rugosidade

superficial, das forças de cortes e do avanço, no torneamento do aço inoxidável

austenítico 304L, com ferramentas de metal duro, através do método de Taguchi. A

partir dos resultados obtidos, os fluidos comerciais podem ser substituídos pelos

vegetais, pois proporcionam uma taxa de desempenho superior no decorrer da

usinagem, além de reduzirem os riscos para a saúde no trabalho e terem custos mais

baixos para tratamento de resíduos devido a sua biodegradabilidade superior.

John et al. (2004) desenvolveram um óleo emulsivo a base de soja. A

estabilidade e a eficiência dessa emulsão foram avaliadas e se comprovou que essa pode

ser usada na indústria para substituir parcialmente ou completamente o óleo emulsivo

mineral comumente usado.

Em geral, os fluidos de corte vegetais possuem um desempenho de lubrificação

superior a outros tipos de fluidos de corte, reduzindo o desgaste da ferramenta, a

rugosidade superficial e as forças de corte, melhorando a precisão dimensional e a vida

20

útil da ferramenta. Possui ainda alto índice de viscosidade, alto ponto de fulgor e baixa

volatilidade. Para conhecimento dos tipos de lubrificação realizados na usinagem do aço

inoxidável, foi realizada a Tabela 2.3, onde estão alguns estudos realizados com

determinados fluidos de corte e na usinagem a seco.

Tabela 2.3. Estudos realizados com fluido de corte e a seco na usinagem do aço inoxidável

30

33

04

30

4L

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21

3. Otimização da Velocidade de Corte

A otimização das condições de corte (velocidade de corte, avanço e

profundidade de corte) procura maximizar o desempenho de um sistema e ainda é uma

área ativa de pesquisa desde Gilbert (1950), que é considerado o primeiro trabalho em

economia da usinagem. Muitos conceitos e procedimentos de otimização têm sido

desenvolvidos desde então para obter melhores condições no processo produtivo.

Assim, qualquer melhoria na usinagem do aço inoxidável tem um grande impacto sobre

a competitividade industrial.

As indústrias de fabricação usam as informações contidas em manuais, ou

catálogos dos fabricantes de ferramentas e máquinas, para obterem as condições de

corte a serem utilizadas em seus processos de usinagem (Aggarwal et al., 2008).

As condições de corte dependem da ferramenta de corte, máquina-ferramenta,

parâmetros de corte e também do fluido de corte. O ideal para a usinagem é que as

recomendações dos fabricantes somente sejam usadas como um guia e que parâmetros

de corte adequados sejam encontrados para cada ferramenta e suas condições de

trabalho (Richetti et al., 2004).

Uma solução ideal para um problema na economia no processo de usinagem é

quando a vida da ferramenta é analisada em função da determinação das condições

ótimas de corte (velocidade de corte, avanço, profundidade de corte, entre outros) a fim

de minimizar os custos de usinagem por peça (Iakovou et al., 1996).

As condições ótimas de usinagem estão localizadas em um intervalo, conhecido

como intervalo de máxima eficiência (IME), limitados pela velocidade de corte de

máxima produção e a velocidade de mínimo custo. As condições ótimas de corte são

selecionadas para reduzir os custos e aumentar os lucros a um determinado prazo.

Em um processo de usinagem, Shabtay e Kaspi (2002) propuseram algoritmos

para as condições ótimas através do tempo mínimo, do custo mínimo e da máxima taxa

de lucro para avaliar o intervalo de máxima eficiência. A metodologia foi através da

substituição da ferramenta quando acorre uma falha.

Muitas pesquisas realizadas para otimizar os parâmetros de corte utilizam apenas

um dos três critérios estudado por Shabtay e Kaspi (2002). Nesse trabalho será avaliado

o custo total e o tempo total para mensurar as condições econômicas de corte e faz-se

necessário o conhecimento dos tempos e das velocidades que envolvem o processo.

22

3.1 Vida da ferramenta

A baixa condutividade térmica do aço inoxidável implica altas temperaturas na

interface da ferramenta com o cavaco e, consequentemente, uma redução na vida da

ferramenta. Outro inconveniente é o uso de altas velocidades de corte, pois seu efeito é

adverso na vida útil da ferramenta.

Segundo Shabtay e Kaspi (2002) a vida da ferramenta tem sido há muito tempo

reconhecida como um fator que tem que ser tomado em consideração para a operação de

usinagem. Em operações de desbaste ou acabamento, as diferentes velocidades de corte,

avanços e ângulos da ferramenta são escolhidos geralmente de acordo com critérios que

irão proporcionar uma vida útil econômica à ferramenta.

A vida da ferramenta é o tempo de corte necessário (deduzindo os tempos

passivos) para a ferramenta atingir um critério de vida útil previamente estabelecido, até

perder a sua capacidade de corte. Atingindo esse tempo se recomenda a afiação ou a

substituição da ferramenta (Diniz et al., 2010).

A função de vida T = f(v), conhecida como curva da vida da ferramenta foi

deduzida pela primeira vez por Taylor em 1906 e é expressa através da equação

(Ferraresi, 2009):

Onde x e K são constantes da equação de Taylor e dependem do material a ser

usinado. A representação da curva da vida da ferramenta em escala logarítmica possui a

característica de uma reta. Nesse caso a equação pode ser expressa na forma:

A constante K pode ser interpretada como a vida da ferramenta para uma

velocidade de corte de 1 m/min, Vc é a velocidade de corte [m/min], o expoente x é o

coeficiente angular da reta no diagrama bi-logarítmico.

A equação (1) pode ser aplicada em outros materiais de corte além das pastilhas

de metal duro. Shabtay e Kaspi (2002) expressam a equação de Taylor sob a forma:

(3)

(1)

(2)

23

onde T é a vida útil da ferramenta [min], n é coeficiente angular da reta da função log *

log e C é uma constante. O índice n depende principalmente do material da ferramenta,

onde

e

.

As velocidades de corte dadas por equações desse tipo, isto é, definidas para

uma determinada vida da ferramenta, são denominadas velocidades ótimas de corte.

Caso a vida T da ferramenta seja calculada pelas condições econômicas, a velocidade

ótima de corte recebe o nome de velocidade econômica de corte, isto é, velocidade da

qual o custo de produção é o mínimo.

3.2 Tempo de corte

Segundo Sullivan e Cotterell (2002) os custos com usinagem são determinados

principalmente pelo tempo de corte, onde as demandas de uma maior produtividade

levam a uma combinação de parâmetros de usinagem próximo ao ideal.

O tempo efetivo de corte da ferramenta para a usinagem de uma peça é dado por:

(4)

sendo:

(5)

e

(6)

então:

(7)

onde:

: Tempo de corte [min].

: Percurso de avanço [mm].

: Velocidade de avanço [mm/min].

: Avanço [mm/volta].

: Rotação [rpm].

: Velocidade de corte [m/min].

: Diâmetro da peça [mm].

24

3.3 Tempo devido à ferramenta

O tempo devido à ferramenta é o tempo consumido com a sua troca e a sua

afiação para todo o lote, e é expresso pela equação (8):

(8)

sendo:

(9)

e

(10)

Substituindo e na expressão do tempo gasto com a ferramenta, equação (8),

e substituindo a equação (1) para a vida da ferramenta T e a equação (7) para o tempo de

corte tc, se obtém:

(11)

onde:

: Número de trocas da ferramenta durante a fabricação do lote.

: Tempo consumido com a ferramenta [min].

Z: Número de peças do lote.

: Tempo de troca da ferramenta [min].

: Tempo de afiação da ferramenta [min].

3.4 Tempo improdutivo

Os tempos improdutivos são os tempos que não agregam valor para a

produtividade e é a soma dos tempos:

: Tempo secundário, em minutos, em cada peça, onde se leva em consideração

a fixação e retirada da peça, aproximação da ferramenta, inspeção (caso necessário),

entre outros.

25

: Tempo de preparação, em minutos, de todo o lote para iniciar a usinagem,

preenchimento de procedimentos, alimentação da matéria prima, ferramentas, gabaritos,

desenhos, limpeza da máquina, entre outros.

3.5 Tempo total

O tempo total é calculado para a execução de uma peça, através dos tempos que

envolvem o processo.

O tempo necessário para produção do lote é:

(12)

logo, o tempo total de produção por peça será:

(13)

3.6 Velocidade de corte para máxima produção

Substituindo no tempo total , equação (13), as expressões de , equação (7),

e de , equação (11), e considerando e valores constantes, se obtém:

( )

(14)

Para se calcular a velocidade de corte de máxima produção ( ), que fornece

o tempo mínimo de confecção por peça (no torneamento cilíndrico de uma peça), serão

fixados os valores do avanço e da profundidade de corte e sofrerão variações os valores

da velocidade de corte. Para a otimização do processo deriva-se o tempo total (13) em

relação à velocidade de corte igualando a zero.

( ) (15)

26

simplificando:

( ) (16)

( )

(17)

Resolvendo para a velocidade de corte, se obtém a expressão para a velocidade

de corte máxima produção:

√

(18)

Ou ainda, substituindo o valor Vcmxp, obtido pela equação (18), na fórmula de Taylor (1),

se obtém a vida da ferramenta para a máxima produção:

(19)

logo:

(20)

No caso desse trabalho, a ferramenta não será submetida à afiação e sim a troca.

Em outros casos, onde a afiação é executada pelo setor de afiação da fábrica, ou ainda

no caso de se utilizar ferramentas com insertos reversíveis de fixação mecânica, tem-se

= 0, com isso a equação da vida da ferramenta é:

(21)

3.7 Velocidade econômica de corte

Para calcular a velocidade econômica de corte, na qual se obtém os menores

custos de produção, é necessário saber primeiramente os custos de produção por peça

fabricada.

(22)

27

onde:

: Custo total da produção por peça [R$/peça].

: Custo independente da velocidade de corte por peça fabricada, incluindo os gastos

com energia elétrica, manutenção de equipamentos, matéria-prima, controle de

qualidade, matéria prima, entre outros custos [R$/peça].

: Custo da ferramenta por peça fabricada [R$/peça].

: Custo da máquina por peça [R$/hora].

: Custos com a mão de obra por peça fabricada [R$/hora].

O custo da ferramenta por peça é:

(23)

como:

(24)

então, substitui-se na equação (23):

(25)

onde:

: Custo da ferramenta por aresta de corte [R$/aresta].

: Número de peças fabricadas por vida útil T da ferramenta.

O custo da ferramenta por aresta de corte para pastilhas intercambiáveis é:

(26)

onde:

: Custo do porta ferramenta [R$/peça].

: Vida média do porta ferramenta.

28

: Custo da ferramenta [R$].

: Número de arestas de corte da ferramenta.

O custo da máquina por hora é:

(27)

onde:

Sm: Custo da máquina por hora (hora-máquina) [R$/h].

O custo da mão de obra por hora é:

(28)

onde:

Sh: Custo da mão-de-obra mais as taxas por hora (homem-hora) [R$/h].

A partir das equações formuladas e reescrevendo a equação (22), se obtém o

custo total de fabricação:

(29)

Substituindo a expressão do , equação (13), em (29), se obtém:

(30)

Como os valores de T (1), (7) e (11) são conhecidos, a equação (30) é

reformulada:

( )

(31)

Para a análise econômica do processo e obtenção da velocidade econômica de

corte, a expressão do custo total de produção, equação (31), é derivada em função da

29

velocidade de corte. Os valores de ; [

] e [

] são

considerados constantes, isto é, independentes da velocidade de corte.

Derivando termo a termo da equação (31), se obtém:

(

)

(32)

(

)

(33)

(

( )

)

( )

(34)

então, resulta:

( )

(35)

ou simplificando:

* ( )

+

(36)

Multiplicando a equação (36) por [

] se obtém:

[

( ) ]

(37)

Multiplicando a equação (37) por resulta:

30

Resolvendo para a velocidade de corte se obtém a seguinte expressão para a

velocidade econômica de corte:

√

[

( ) ]

(39)

onde:

: Velocidade econômica de corte [m/min].

3.7.1 Vida econômica da ferramenta

Substituindo a expressão da velocidade econômica de corte (39) na equação

de Taylor (1), se obtém a equação da vida econômica da ferramenta (42).

ou

(40)

logo:

(41)

onde:

: Vida da ferramenta calculada para condições de mínimo custo [min].

Comparando a vida da ferramenta para máxima produção, equação (20), com a

vida econômica da ferramenta, equação (41), considerando um tempo de afiação da

ferramenta, de zero minuto, se obtém a vida da ferramenta calculada para condições de

mínimo custo em minutos:

(42)

[

( ) ]

(38)

31

3.8 Intervalo de máxima eficiência

O intervalo de máxima eficiência (IME) é o intervalo entre a velocidade de corte

para máxima produção, , e a velocidade econômica de corte, .

Com os valores de e calculados, as velocidades de corte utilizadas no

processo produtivo devem estar preferencialmente entre elas, pois para qualquer valor

abaixo de , o tempo de produção seria muito elevado e haverá queda na produção, e

para qualquer valor acima de , os custos de fabricação seriam excessivamente

altos e haverá redução na produção.

3.9 Máxima taxa de lucro

De acordo com Bouzid (2005), um critério natural para a seleção das condições

ideais de corte é o valor máximo da taxa de lucro. Segundo Shabtay e Kaspi (2002) a

taxa de lucro é calculada pela relação:

(43)

onde:

r: Receita por componente [R$/peça].

Lal (1996) descreve que é evidente que o aumento da taxa do lucro pode ser

obtido através da redução do custo por componente e através do aumento da taxa de

produção.

Portanto, a partir das equações expostas, a velocidade ótima em cada operação

de usinagem deve estar preferencialmente, entre os valores das velocidades de corte (

e ), do intervalo de máxima eficiência - IME, para que haja um aumento da

eficiência do processo e consequentemente, que a operação seja realizada próximo da

máxima taxa de lucro por peça fabricada.

32

4. Metodologia para a Análise do Desgaste

Com base em Aggarwal et al. (2008) e Richetti et al. (2004), o uso das

recomendações dos fabricantes dos equipamentos em geral nos proporcionará uma

capacidade sub ótima de usinagem, acarretando ao processo uma diminuição na

produtividade, aumento no custo de fabricação e baixa qualidade do produto. Os

aspectos a serem considerados para iniciar uma operação de usinagem por torneamento

dependem de várias razões como material, características dos equipamentos, parâmetros

de corte, tipos de fluidos, entre outros.

4.1 Equipamentos

Os experimentos foram realizados no laboratório “Centro de Estudos em

Fabricação e Comando Numérico (CEFCON)” do Programa de Engenharia Mecânica

da COPPE-UFRJ.

A velocidade de corte variou entre 300 e 420 m/min, o valor do avanço foi

fixado em 0,1 mm/rot e a profundidade de corte em 0,5 mm para analisar a vida da

ferramenta. A Tabela 4.1 apresenta os parâmetros de corte utilizados nos ensaios.

Tabela 4.1. Parâmetros de corte utilizados para os sete ensaios.

Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso de

Avanço

[mm]

1 300 0,1 0,5 210

2 330 0,1 0,5 210

3 360 0,1 0,5 210

4 360 0,1 0,5 210

5 390 0,1 0,5 210

6 420 0,1 0,5 210

7 420 0,1 0,5 210

Após definidos os parâmetros de corte, os ensaios foram realizados em um

centro torneamento a comando numérico computadorizado (CNC) da marca Romi

Cosmos 10U, como mostra a Figura 4.1, possuindo especificações técnicas conforme a

Tabela 4.2.

33

Figura 4.1. Centro de torneamento CNC Romi Cosmos 10U.

Tabela 4.2. Especificações do centro de torneamento CNC.

Parâmetro Valores

Comprimento máximo torneável [mm] 250

Diâmetro máximo torneável [mm] 160

Rotação máxima [rpm] 6000

Capacidade do reservatório [l] 72

Potência do motor [CV] 10

O fluido vegetal solúvel a base de soja Balxedot, mostrado na Figura 4.2, foi

adicionado, no reservatório para fluido de corte do centro de torneamento CNC, na

proporção de emulsão de 1:20 (5%). A proporção da emulsão é confirmada através do

refratômetro, apresentado na Figura 4.3 (a), onde a emulsão é adicionada a um sensor

ótico de alta resolução, localizado na parte frontal do refratômetro, que mede a

proporção da concentração pelo reflexo de um feixe de luz ambiente. Essa reflexão é

convertida em índice de refração (Brix) e a proporção foi confirmada em

aproximadamente 5%, Figura 4.3 (b). A aplicação do fluido foi realizada através de

jorro contínuo de baixa pressão, com o fluxo abundante na área da ferramenta e suas

características físico-químicas estão especificadas na Tabela 4.3. O catálogo com os

dados técnicos do fabricante do fluido de corte é mostrado no Anexo 1.

34

Figura 4.2. Fluido vegetal Balxedot

(a) (b)

Figura 4.3. (a) Refratômetro, (b) reflexão convertida em índice de refração Brix.

Tabela 4.3. Características físico-químicas do fluido vegetal a base de soja Balxedot.

Dados Valores

Aspecto Líquido transparente

Cor Âmbar claro

Odor Característico

Temperatura de decomposição [°C] N/D

Ponto de fulgor [°C] N/D

pH (emulsão 1:50) 9,0 típico

Densidade [25°C] 0,88 típico

Ciftci (2006) utilizou em seus experimentos corpos de prova com 40 mm de

diâmetro por 150 mm de comprimento, Cetin et al. (2011) utilizaram corpos de provas

35

de 80 mm de diâmetro e 250 mm de comprimento, já Tekiner e Yesilyurt (2004),

Korkut et al. (2004) utilizaram corpos de prova com 30 mm de diâmetro e 200 mm de

comprimento. Para adequação ao equipamento do laboratório e melhor aproveitamento

do material, foram utilizados corpos de prova de aço inoxidável 304L, com as

dimensões brutas de 76,2 mm (3") de diâmetro e 250 mm de comprimento, mostrado na

Figura 4.4(a), com um percurso de avanço de 210 mm em cada passe dos ensaios.

Realizou-se a fixação de cada barra no centro de torneamento CNC através de

uma placa de três castanhas e uma contra ponta, fixada em um furo de centro. Para a

fabricação do furo de centro, a usinagem foi realizada em um torno convencional, onde

o corpo de prova foi fixado em uma de suas extremidades por uma placa e na outra

extremidade, realizado o faceamento e o furo de centro com uma broca de 1/8" x 5/16".

O corpo de prova, então, foi fixado na outra extremidade para a usinagem de uma

fixação com 66 mm de diâmetro e 32 mm de comprimento, mostrada na Figura 4.4(b).

Como a qualidade do acabamento superficial da barra estava muito baixa, foi realizado

um passe inicial, com outra ferramenta de corte para eliminar eventuais diferenças de

diâmetro ao longo da barra e remover da superfície do material bruto a camada externa

endurecida devido ao processo de fabricação, de modo que o diâmetro inicial útil para o

primeiro passe é de 75 mm, também mostrado na Figura 4.4(b). Durante os ensaios os

corpos de prova foram apoiados em sua outra extremidade pela contra ponta, para evitar

flexões da barra ao longo dos ensaios.

(a) (b)

Figura 4.4. (a) Corpo de prova bruto de aço inoxidável 304L, (b) corpo de prova usinado para realização

dos ensaios.

Tabela 4.4. Composição química do aço inoxidável austenítico 304L.

C Cr Mn Mo N Ni P S Si

0,024 18,42 1,72 0,47 0,7 8,07 0,044 0,025 0,390

A previsão da vida da ferramenta de modo exato é muito difícil a priori, devido

as diferentes condições de usinagem, contudo é importante conhecer a vida da

250 mm 210 mm

76

,2 m

m

66

mm

32 mm 7

5 m

m

36

ferramenta para se alcançar um sistema produtivo eficaz, devido à relação entre a vida

da ferramenta e o consumo de tempo provocado pelas trocas de ferramentas e a sua

importância no aumento na produtividade e minimização dos custos.

Foi utilizada uma ferramenta de corte de metal duro, com geometria trigonal,

revestida com nitreto de titânio do fabricante SANDVIK, código WNMG 06 04 04-MF

2025, recomendada pelo catálogo do fabricante para o torneamento externo do aço

inoxidável. A Figura 4.5 mostra a ferramenta e suas principais dimensões, com dados

técnicos fornecidos na Tabela 4.5.

Figura 4.5. Ferramenta de corte (SANDVIK Coromant: Catálogo, 2011).

Tabela 4.5. Dados técnicos da pastilha (SANDVIK Coromant: Catálogo, 2011).

Dados Valores

Velocidade de Corte [m/min] 205 - 265

Avanço [mm/rot] 0,05 - 0,3

Profundidade [mm] 0,1 - 1,5

Revestimento TiN

L (Comprimento da Aresta de Corte) [mm] 6,5155

S (Espessura da Pastilha) [mm] 4,7625

IC (Diâmetro do Círculo Inscrito) [mm] 9,525

RE (Raio de Canto) [mm] 0,4

Diâmetro do Furo de Fixação [mm] 3,81

Peso [Kg] 0,005

Na tabela 4.6 estão os dados técnicos do microscópio ótico da marca PANTEC,

Figura 4.6, utilizado para visualização da progressão dos desgastes nas arestas de corte

da ferramenta.

37

Tabela 4.6. Dados técnicos do microscópio ótico PANTEC.

Dados Valores

Marca PANTEC

Aumento 30 Vezes

Medição [µm] x e y

Iluminação diáscópica (perfil) 24v 5w

Iluminação episcópica (superfície) 24v 5w

Software para registro das imagens ScopePhoto

Figura 4.6. Microscópio ótico PANTEC.

Os ensaios foram realizados utilizando velocidade de corte, Vc , constante,

programada diretamente no centro de usinagem, por meio da função preparatória G96,

onde a mesma especifica a velocidade de corte e então, a rotação (rpm) é ajustada

automaticamente pelo CNC. O Anexo 2 apresenta o programa utilizado nos ensaios. Ao

final de cada passe, o inserto foi retirado do centro de torneamento, levado ao

microscópio ótico e a progressão dos principais desgastes presentes na ferramenta foram

medidos em conformidade com as recomendações da norma ISO 3685 (1993). A

ferramenta, então foi fotografada e sua imagem armazenada como registro visual do

desgaste para cada passe. O cavaco também foi fotografado, eventualmente, e sua

imagem armazenada como registro visual. Após registrar os valores do desgaste em

uma planilha e fotografar a ferramenta, um novo passe foi realizado no corpo de prova

com a mesma aresta. Esse procedimento se repetiu para cada passe até ser atingido o

fim da vida da ferramenta pela medição da altura dos desgastes encontrados.

Posterior a cada velocidade de corte ensaiada, foi analisado o desgaste de flanco

máximo, VBBmáx, e o desgaste de entalhe, VBN, e gerado um gráfico com os valores dos

38

desgastes em função do tempo de corte total. Os critérios para finalizar cada ensaio

foram:

O desgaste de flanco máximo (VBBmáx) com valor de 0,6 mm ou;

O desgaste de entalhe (VBN) com valor máximo de 1 mm ou;

Evitar uma possível ruptura, ou avaria na aresta de corte da ferramenta ou;

Quando as condições de acabamento da peça se tornam muito ruins.

Depois de atingida qualquer uma dessas condições, uma nova aresta de corte foi

utilizada.

A partir dos dados fornecidos por todos os ensaios, o valor do desgaste máximo

da ferramenta é estabelecido e é possível obter os coeficientes x e K na reta (2), ou na

equação de Taylor (1) e obter o gráfico da função logarítmica da velocidade de corte

versus a função logarítmica do tempo de vida da ferramenta (ln Vc x ln T).

Após os dados dos ensaios, foi verificada a dureza (HRB) para cada um dos

cinco corpos de prova. Em uma área onde não há interferência da usinagem, indicado na

Figura 4.7(a), os corpos de prova foram cortados, Figura 4.7(b), e posteriormente,

medida a dureza ao longo do diâmetro dos corpos de prova, mostrado na Figura 4.7(c),

em um durômetro com funcionamento eletromecânico, com capacidade de medição até

130 HRB, Figura 4.8. Os detalhes sobre a medição da dureza, nos corpos de prova, são

explicados no capítulo 5 (item 5.8).

(a) (b) (c)

Figura 4.7. (a) Área de medição da dureza no corpo de prova, (b) cinco corpos de prova cortados, (c)

pontos de medição da dureza ao longo do diâmetro dos corpos de prova.

39

Figura 4.8. Durômetro.

Com os resultados dos coeficientes de Taylor será realizado o cálculo da

equação (18) e (21) para definir o tempo de vida da ferramenta para condições de

máxima produção, e para definir o tempo de vida da ferramenta para condições de

mínimo custo foi utilizada a equação (39) e (42). Outra condição avaliada foi a taxa de

lucro por peça, equação (43). Portanto, os valores de otimização das condições

econômicas do processo foram definidos no intervalo de máxima eficiência.

40

5. Resultados dos Ensaios

Nesse capítulo são apresentados todos os resultados obtidos nos ensaios, com as

suas respectivas análises. A caracterização dos resultados da progressão do desgaste até

o fim da vida da ferramenta, de cada ensaio, é exposta em forma de fotografias obtidas

no microscópio ótico, em cada passe, e através de gráficos com as curvas de evolução

do desgaste da ferramenta em função do tempo de corte.

Os principais itens tomados como critérios para a análise da vida útil da

ferramenta (ver Tabelas no Anexo 3) foram:

Rugosidade visual da peça [por exemplo, excelente, bom+, bom, bom-,

ruim].

Forma do cavaco [helicoidal, fita, espiral, lascas].

Rebarba entre a ferramenta e a peça [presença ou ausência].

Desgaste de flanco [mm].

Desgaste de entalhe [mm].

Observações [vibrações na peça, adesão na ferramenta, entre outros].

Tempo total de corte [min].

Os valores medidos e as observações referentes aos desgastes em cada passe

estão incluídos detalhadamente no Anexo 3.

5.1 Resultados do Ensaio 1

Para esse primeiro ensaio, foram utilizados os parâmetros de corte indicados na

Tabela 5.1. Foram realizados 41 passes em dois corpos de prova (barras número 4 e 5) e

as fotografias da ferramenta em cada passe são apresentadas na Figura 5.1, iniciando

com a ferramenta nova, até que a ferramenta atingisse o seu fim, após 41,3 minutos de

tempo de corte.

Tabela 5.1. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 1.

Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço [mm]

1 300 0,1 0,5 210

41

Passe 0

Passe 1

Passe 2

Passe 3

Passe 4

Passe 5

Passe 6

Passe 7

Passe 8

Passe 9

Passe 10

Passe 11

Passe 12

Passe 13

Passe 14

Figura 5.1. Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 1. Aumento 30 x.

42

Passe 15

Passe 16

Passe 17

Passe 18

Passe 19

Passe 20

Passe 21

Passe 22

Passe 23

Passe 24

Passe 25

Passe 26

Passe 27

Passe 28

Passe 29

Figura 5.1 (continuação). Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 1. Aumento 30 x.

43

Passe 30

Passe 31

Passe 32

Passe 33

Passe 34

Passe 35

Passe 36

Passe 37

Passe 38

Passe 39

Passe 40

Passe 41


Durante o experimento foi possível observar que a rugosidade superficial da

peça manteve-se visualmente de “excelente” a “bom” para um tempo de corte de até

7,98 minutos (11° passe). Isso pode ser justificado pelo início da vibração da peça nos

passes seguintes, ocasionando variações na rugosidade, que foram qualificadas entre

“bom-” e “ruim” para um tempo de corte de até 12,93 minutos (21° passe). Nesse passe

o corpo de prova atingiu um diâmetro de 18 milímetros e foi substituído. A segunda

barra utilizada tem um diâmetro inicial de 74 milímetros. A vibração não voltou a

44

ocorrer até o último passe e a rugosidade retornou a uma qualidade “bom” até um tempo

de corte de 33,71 minutos (35° passe), quando retornou novamente a uma qualidade

“ruim” até a finalização do ensaio com 41,3 minutos. No último passe ocorreu a ruptura

da ferramenta e uma alta vibração, com comprimento de ±135 mm de percurso na peça.

A forma do cavaco manteve-se helicoidal, conforme mostrado Figura 5.2(a), por

quase todo o ensaio, com uma exceção para o tempo total de corte 38,86 minutos (39°

passe), quando ocorreu também a forma do cavaco em fita, conforme a Figura 5.2(b).

(a)

(b)

Figura 5.2. Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) fita no Ensaio 1.

A rebarba entre a ferramenta e a barra era observada visualmente ao longo de

cada passe e passou a ocorrer a partir do tempo de 5,39 minutos de corte (7° passe), mas

de tamanho pequeno. A dureza das barras utilizadas nesse ensaio variou entre 83,5 a

93,2 HRB, com uma dureza média de 87,9 HRB.

O desgaste de flanco da ferramenta se manteve em um nível aceitável, apenas

com pequenas variações no decorrer dos passes, porém não foi possível visualizar e

mensurar seu valor a partir do 34° passe, com 32,37 minutos, e um desgaste de 0,148

mm, pois o desgaste no entalhe avançou sobre o flanco. Com este empecilho não se

pode realizar uma conclusão plausível baseada no desgaste de flanco.

O desgaste de entalhe da ferramenta foi predominante em todos os passes e o

mais conveniente para a análise. Inicialmente, obteve um rápido crescimento até

aproximadamente 0,1 mm e em seguida manteve-se estável, caracterizando o início do

segundo estágio do desgaste, até que em 33,71 minutos (últimos sete passes) se iniciou

o terceiro estágio, onde ocorreu um aumento exponencial do desgaste de 0,240 mm até a

ruptura da ferramenta com 0,658 mm.

45

A Figura 5.3, a seguir, exibe o gráfico dos desgastes de flanco e de entalhe da

ferramenta versus o tempo de vida para a velocidade de corte de 300 m/min.

Figura 5.3. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o tempo

total de corte para o Ensaio 1 (Vc = 300 m/min).

Após a análise do gráfico e considerando o desgaste de entalhe como referência,

se observa, nesse ensaio, que o fim da vida da ferramenta está em aproximadamente

0,460 mm, isso fica evidente quando no passe seguinte (último passe) ocorre a ruptura

da ponta da ferramenta.

0,092 0,240

0,460

0,658

0,055

0,148

0,0

0,4

0,8

1,2

0,84 3,96 6,73 9,15 11,22 12,93 19,31 25,33 31,01 36,33 41,30

De

sgas

te [

mm

]

Tempo de Corte [min]

Desgaste de Entalhe [mm]

Desgaste de Flanco [mm]

Passe 1

Passe 35

Passe 40

Passe 41

Passe 14

46


A seguir, na Tabela 5.2, são apresentados os parâmetros de corte utilizados para

o segundo ensaio.


Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço [mm]

2 330 0,1 0,5 210

Foram necessários 14 passes realizados em um corpo de prova (barra de número

1), detalhados nas fotografias da Figura 5.4, com um tempo total de corte de 14,69

minutos para que o desgaste na ferramenta atingisse o seu fim. O acabamento

superficial apresentado na peça foi satisfatório, variando entre a qualidade “excelente” e

“bom” até o término do ensaio.

Ao longo dos passes, conforme observado na Figura 5.5, os cavacos

mantiveram-se na forma helicoidal, até 7,84 minutos de tempo de corte (7° passe),

alterando posteriormente para a forma em fita, até 12,83 minutos (12° passe), e

retornando novamente para a forma helicoidal nos últimos dois passes.

Não houve formação de rebarba até o 5° passe, com um tempo de 5,7 minutos, a

partir de então, se iniciou a formação de rebarba até o fim do ensaio, sendo que entre

10,9 e 12,83 minutos de tempo de corte (10° ao 12° passe) a rebarba ocorreu em

excesso. A dureza mínima da barra utilizada nesse ensaio foi de 91,4 HRB e a máxima

de 93,9 HRB, com uma dureza média de 92,7 HRB.

O desgaste de flanco da ferramenta, observado através da Figura 5.6, só pôde ser

mensurado até 0,097 mm, 8° passe, logo não foi possível tirar conclusões, pois a norma

solicita 0,6 mm do desgaste máximo.

No decorrer da evolução do desgaste de entalhe, conforme visto na Figura 5.6, o

primeiro e o segundo estágios do desgaste da ferramenta ocorreram normalmente e

pode-se observar o início do terceiro estágio com a aceleração acentuada do desgaste

em 0,253 mm, com 9,9 minutos de tempo total de corte (9° passe).

47

Passe 0

Passe 1

Passe 2

Passe 3

Passe 4

Passe 5

Passe 6

Passe 7

Passe 8

Passe 9

Passe 10

Passe 11

Passe 12

Passe 13

Passe 14


48

(a)

(b)


Figura 5.6. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o tempo


O fim da vida da pastilha foi observado quando a altura do desgaste de entalhe

atingiu 0,555 mm, nesse ponto a rugosidade superficial da peça modificou de

“excelente” para “bom” e ocorreu aparecimento de um cavaco aderido à peça, conforme

mostra a Figura 5.7, pode-se explicar esse fenômeno, pois a aresta de corte não possuía

mais seu recobrimento e assim não cumpria sua função.

0,169 0,253

0,555

1,200

0,052 0,097 0,0

0,4

0,8

1,2

1,18 5,70 9,90 13,77

De

sgas

te [

mm

]




Passe 1

Passe 8

Passe 9

Passe 11

Passe 14

49

Figura 5.7. Cavaco aderido na peça no 11° passe do Ensaio 2.


Os parâmetros de corte adotados para o Ensaio 3 são mostrados na Tabela 5.3.

Nessas condições, para que o fim da vida da ferramenta fosse observado, foram

realizados 26 passes em dois corpos de prova (barra de número 1 e 2), apresentados na

Figura 5.8, resultando em um tempo total de corte de 17,83 minutos.


Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço [mm]

3 360 0,1 0,5 210

A superfície da peça apresentou um acabamento superficial satisfatório durante

todos os passes, variando entre “excelente” e “bom” em quase todo o ensaio, com

exceção do 16° passe, motivo esse mostrado através da Figura 5.9, onde um grande

cavaco aderiu à peça no decorrer do seu torneamento.

Na Figura 5.10 são apresentadas as formas do cavaco, o helicoidal foi

predominante durante todo o ensaio (Figura 5.10a), porém em alguns passes apareceu

uma forma helicoidal alternando com fita, por exemplo, no 13° passe (Figura 5.10b).

Não houve a presença de rebarba, ou foi pouca, até 12,53 minutos de corte (19°

passe), a partir de então se iniciou a presença de rebarba até finalizar o ensaio. A dureza

das barras utilizadas nesse ensaio variou entre 87,1 a 91,2 HRB, com uma dureza média

de 89,4 HRB.

O único desgaste apresentado foi o de flanco, que evoluiu até 0,251 mm de

altura. Com um tempo de corte de 17,83 minutos ocorreu a quebra da ponta da

50

ferramenta, melhor observado através da Figura 5.11. A altura da quebra da ponta da

ferramenta também é apresentada indicada na Figura 5.11.

Passe 0

Passe 1

Passe 2

Passe 3

Passe 4

Passe 5

Passe 6

Passe 7

Passe 8

Passe 9

Passe 10

Passe 11

Passe 12

Passe 13

Passe 14


51

Passe 15

Passe 16

Passe 17

Passe 18

Passe 19

Passe 20

Passe 21

Passe 22

Passe 23

Passe 24

Passe 25

Passe 26


Figura 5.9. Cavaco aderido na peça no 16° passe do Ensaio 3.

52

(a)

(b)

Figura 5.10. Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) helicoidal + fita no Ensaio 3.

Figura 5.11. Curva do desgaste da ferramenta (desgaste de flanco) contra o tempo total de corte para o

Ensaio 3 (Vc = 360 m/min).

Essa análise apresentou um comportamento diferente dos dois primeiros, onde a

caracterização da vida útil da ferramenta foi realizada através do desgaste de entalhe. O

desgaste de flanco, no decorrer dos passes do terceiro ensaio, se encontra em uma faixa

estável e inesperadamente em 17,83 minutos de tempo de corte ocorre o fim da

ferramenta com sua ruptura (0,318 mm de altura). Assim, não se pode realizar

avaliações e conclusões que definam com segurança a vida útil da ferramenta e por esse

motivo esse ensaio foi descartado.

0,074 0,251

0,318

0,0

0,4

0,8

1,2

0,82 3,94 6,76 9,29 11,53 13,47 16,88

De

sgas

te [

mm

]



Quebra da Ferramenta

Passe 1

Passe 10

Passe 16

Passe 22

Passe 26

53


Pelo motivo do Ensaio 3 apresentar somente desgaste de flanco, foi realizado um

novo ensaio. Na Tabela 5.4 estão os parâmetros de corte adotados para a realização

desse ensaio, os parâmetros adotados são os mesmos do Ensaio 3, apresentados na

Tabela 5.3. O tempo de corte total foi de 19,33 minutos, com 30 passes realizados em

dois corpos de prova (barra de número 2 e 3), como expostos na Figura 5.12.


Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço [mm]

4 360 0,1 0,5 210

A rugosidade apresentada na superfície do corpo de prova desse ensaio foi

satisfatória. Com o decorrer dos passes a qualidade decresceu de “excelente”, para

“bom+” e “bom”, até que no último passe, a qualidade finalizou com “bom-”. O cavaco

em todos os passes apresentou uma forma helicoidal, como ilustrado na Figura 5.13, e

também, ocorreram poucas vibrações nessa velocidade de corte.

Ao realizar os passes se observou que não houve a ocorrência de rebarba até o 5°

passe, com 3,67 minutos de corte, passando a ocorrer a partir de então. A dureza das

barras utilizadas nesse ensaio variou entre 85,5 a 88,7 HRB, com uma dureza média de

86,9 HRB.

A medida do desgaste de flanco da ferramenta não pôde ser realizada após 0,104

mm, com um tempo de corte de 7,46 minutos (11° passe) devido a má visualização do

desgaste, fazendo com que não fosse possível concluir algo sobre a vida da ferramenta,

baseado nesse tipo de desgaste.

Após o primeiro estágio, o desgaste de entalhe manteve-se estável inicialmente

(segundo estágio) e em seguida passou a ter uma taxa de crescimento mais alta (terceiro

estágio), a partir 9,62 minutos de tempo de corte e 0,333 mm do desgaste (15° passe).

Na Figura 5.14, é possível observar a progressão dos desgastes de flanco e

entalhe da ferramenta em função da vida da ferramenta. Nesse ensaio não há nenhum

fator agravante, como grandes variações na rugosidade, vibrações, ruídos e rebarbas. O

gráfico mostrou os três estágios do desgaste de entalhe, sem uma diferença marcante

entre o segundo e o terceiro estágio. O fim da vida da ferramenta foi tomado para o

54

valor de 0,590 mm, justificado, pois nesse momento há um pequeno pico no valor do

desgaste em função do tempo.

Passe 0

Passe 1

Passe 2

Passe 3

Passe 4

Passe 5

Passe 6

Passe 7

Passe 8

Passe 9

Passe 10

Passe 11

Passe 12

Passe 13

Passe 14


55

Passe 15

Passe 16

Passe 17

Passe 18

Passe 19

Passe 20

Passe 21

Passe 22

Passe 23

Passe 24

Passe 25

Passe 26

Passe 27

Passe 28

Passe 29

Passe 30


56

Figura 5.13. Forma do cavaco helicoidal no Ensaio 4.

Figura 5.14. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o

tempo total de corte para o Ensaio 4 (Vc = 360 m/min).


Para que a vida da ferramenta atingisse o seu fim foram necessários 9 passes,

realizados em um corpo de prova (barra de número 2), com um tempo total de corte de

7,16 minutos, utilizando os parâmetros de corte indicados na Tabela 5.5. As fotografias

ilustrando a evolução do desgaste são mostradas na Figura 5.15.

0,104

0,333

0,590

1,040

0,060 0,104 0,0

0,4

0,8

1,2

0,77 3,67 6,27 8,58 10,59 12,74 15,85 18,67

De

sgas

te [

mm

]




Passe 1

Passe 11

Passe 15

Passe 23

Passe 30

57


Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço [mm]

5 390 0,1 0,5 210

Passe 0

Passe 1

Passe 2

Passe 3

Passe 4

Passe 5

Passe 6

Passe 7

Passe 8

Passe 9

Figura 5.15 Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 5. Aumento 30 x.

A superfície da peça esteve, em sua maioria, com a qualidade oscilando entre

“excelente” a “bom+”, com exceção do 7° passe, em um tempo de corte de 5,68

minutos, que se apresentou “bom”, mas isso pode ser explicado por uma pequena

58

vibração da peça. Na Figura 5.16(a) é apresentada a forma do cavaco helicoidal e na

Figura 5.16(b) a forma em fita encontradas durante os passes. A dureza mínima da barra

utilizada nesse ensaio foi de 88,9 HRB e a máxima de 90,3 HRB, com uma dureza

média de 89,6 HRB.

(a)

(b)

Figura 5.16 Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) fita no Ensaio 5.

Mais uma vez o desgaste de flanco da ferramenta não pode ser visualizado até

0,6 mm, segundo a norma de desgaste, atingindo apenas a 0,232 mm, em 4,92 minutos

(6° passe). Até esse passe, observou-se que o desgaste de entalhe, com 0,277 mm,

obteve um crescimento suave, a partir desse ponto se iniciou um desgaste intenso, típico

do terceiro estágio de desgaste, como apresentado na Figura 5.17.

Figura 5.17 Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o tempo


0,150 0,277

0,703

1,096

0,092

0,232

0,0

0,4

0,8

1,2

0,86 4,14 7,16

De

sgas

te [

mm

]




Passe 1

Passe 6

Passe 9

Passe 7

59

O fim da vida da ferramenta foi observado entre o 6º e o 7º passe, um pouco

antes do desgaste entalhe de 0,703 mm, quando nesse ponto ocorre um rápido

crescimento na curva, ficando caracterizado que o corte começa a ser realizado pelo

substrato da ferramenta, o qual é muito menos resistente. Essa característica é

comprovada pelo surgimento de uma grande quantidade de rebarba na interface da

ferramenta com a peça e também acontece uma pequena vibração no meio da peça.


Os parâmetros adotados no ensaio 6 são apresentados na Tabela 5.6, totalizando

21 passes realizados em dois corpos de prova (barra de número 3 e 4), como pode ser

visto através da Figura 5.18, resultando em um tempo total de corte de 11,39 minutos.


Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço [mm]

6 420 0,1 0,5 210

A rugosidade superficial da peça variou entre a qualidade “excelente”, “bom+” e

“bom” no início dos passes e foi modificada para “ruim”, “bom-” e “bom” ao final. No

18° passe, com tempo de corte de 9,46 minutos, a rugosidade “ruim” foi causada por um

grande cavaco que se manteve preso na peça, semelhante ao apresentado nas Figuras 5.7

e 5.9. No penúltimo passe a peça apresentou aspecto superficial “bom+”, e no último

“ruim”, motivado pela ruptura da ferramenta.

Ao decorrer dos passes no ensaio foram observados dois tipos de cavacos, em

forma helicoidal e em fita, como visualizados na Figura 5.19.

60

Passe 0

Passe 1

Passe 2

Passe 3

Passe 4

Passe 5

Passe 6

Passe 7

Passe 8

Passe 9

Passe 10

Passe 11

Passe 12

Passe 13

Passe 14


61

Passe 15

Passe 16

Passe 17

Passe 18

Passe 19

Passe 20

Passe 21


(a)

(b)


62

Com exceção do 1° passe, os demais apresentaram rebarba. A dureza das barras

utilizadas nesse ensaio variou entre 83,3 a 87,8 HRB, com uma dureza média de 85,5

HRB.

O desgaste de flanco da ferramenta atingiu valores estáveis, porém mais uma vez

não se pode utilizar para a determinação da vida da ferramenta, pois seu desgaste

máximo foi de 0,135 mm, em um tempo de 10,12 minutos de corte.

O desgaste de entalhe manteve-se estável até 10,12 minutos de corte, com 0,204

mm, e a partir desse momento evoluiu exponencialmente para 0,531 e 1,969 quando

ocorreu a quebra da ferramenta.

No gráfico na Figura 5.20 estão as curvas dos desgastes versus o tempo total de

corte para a velocidade de corte de 420 m/min desse ensaio.



Em 10,12 minutos de tempo de corte, ou 0,204 mm do desgaste de entalhe, a

curva apresenta um rápido crescimento devido ao elevado nível do desgaste que a

ferramenta atingiu nesse ponto, com a remoção do recobrimento da pastilha e o

consequente aumento da temperatura e dos esforços sobre a ferramenta. Pode se

considerar que acima de 0,204 mm e antes de 0,531 mm do desgaste, a aresta de corte já

estava bastante desgastada, não sendo recomendado usinar acima desses valores.

0,108 0,204

0,531

1,969

0,049 0,135 0,0

0,4

0,8

1,2

1,6

2,0

2,4

0,55 2,59 4,38 5,92 8,78 11,39

De

sgas

te [

mm

]




Passe 1

Passe 12

Passe 19

Passe 1

Passe 20

Passe 21

63


Com o aumento da velocidade de corte no Ensaio 6 em relação ao Ensaio 5, em

30 m/min, o tempo total de corte deveria ser menor, porém como isso não ocorreu, com

isso, foi realizado o Ensaio 7 com os mesmos parâmetro de corte do Ensaio 6. Na

Tabela 5.7 estão os parâmetros de corte.


Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço [mm]

7 420 0,1 0,5 210

Foram necessários 6 passes, realizados em um corpo de prova (barra de número

5), para que o fim de vida da ferramenta de corte fosse observado. Na Figura 5.21 são

mostrados as fotografias desse ensaio, com um tempo total de corte de 4,85 minutos.

Passe 0

Passe 1

Passe 2

Passe 3

Passe 4

Passe 5

Passe 6


64

A cada passe foi observada a rugosidade superficial da barra que esteve

“excelente” nos três primeiros passes, “bom+” nos dois subsequentes e no último

“ruim”.

Somente o tipo de cavaco em forma helicoidal foi gerado no processo e a partir

do 4° passe, com tempo total de corte de 3,3 minutos, iniciou a ocorrência de rebarba. A

dureza mínima da barra utilizada nesse ensaio foi de 87,3 HRB e a máxima foi de 88,5

HRB, com uma dureza média de 87,9 HRB.

Poucas conclusões podem ser tiradas sobre o desgaste de flanco da ferramenta,

pois seu valor foi muito baixo atingindo somente 0,086 mm de altura, em quatro passes.

O degaste de entalhe da ferramenta aconteceu de forma coerente devido à alta

velocidade de corte nesse ensaio, atingindo um desgaste máximo de 0,972 mm.



Quando o desgaste de entalhe atinge 0,351 mm, se observa que a ferramenta já

atingiu o seu substrato (Figura 5.21) e, no passe seguinte, o valor do desgaste de 0,972

mm é muito próximo ao valor máximo do desgaste de 1 mm que a norma recomenda.

Outro fator impactante para a escolha da vida da ferramenta é a diminuição da qualidade

superficial da peça, de “bom+” para “ruim” exatamente nesse último passe.

0,100

0,351

0,972

0,066 0,086 0,0

0,4

0,8

1,2

0,85 4,85

De

sgas

te [

mm

]




Passe 1

Passe 4

Passe 6

Passe 4

Passe 5

Passe 4

65

5.8 Análise da Equação de Taylor

Com a medição do desgaste após cada passe da ferramenta, foram obtidos os

valores do desgaste da ferramenta em função do tempo de corte e a partir dessa

variação, se obteve as curvas de evolução do desgaste e o tempo de vida da ferramenta.

De acordo com as análises realizadas para cada ensaio, conclui-se que o parâmetro mais

adequado a ser utilizado para o final da vida útil da pastilha é o desgaste de entalhe e

não o desgaste de flanco, pois em alguns casos esse não apresentou desgaste suficiente

para a análise, enquanto que o entalhe apresentou crescimento característico e estável

em todos os ensaios. Na Tabela 5.8 é apresentado um resumo com os valores analisados

e obtidos para um desgaste máximo aceitável para a vida da ferramenta nas velocidades

ensaiadas, esses valores são mostrados no gráfico da Figura 5.23, com exceção da

velocidade de 360 m/min (Ensaio 3) quando ocorreu somente desgaste de flanco. Na

Tabela 5.8 também são mostradas as durezas médias dos corpos de prova utilizados em

cada ensaio.

Na Figura 5.24 estão as medições das durezas [HRB] nos cinco corpos de prova,

ao longo de seu diâmetro, utilizados nos sete ensaios. A partir das medições, foi

calculada a equação da reta, que foi utilizada para a interpolação dos demais valores da

dureza em um intervalo de 1 mm no diâmetro dos corpos de prova usinados e assim,

calculada a dureza média nos ensaios.

Figura 5.24 - Valores das durezas [HRB] nos cinco corpos de prova.

Peça 1 y = 0.1946x + 82.463

R² = 0.9396

Peça 2 y = 0.1696x + 81.607

R² = 0.8841

Peça 3 y = 0.1872x + 78.964

R² = 0.9576

Peça 4 y = 0.1532x + 80.709

R² = 0.8608

Peça 5 y = 0.2346x + 75.853

R² = 0.8228 74

78

82

86

90

94

98

10 14 18 22 26 30 34 38 42 46 50 54 58 62 66 70 74

Du

reza

[H

RB

]

Diâmetro [mm]

Peça 1 Peça 2 Peça 3

Peça 4 Peça 5

66

O valor do diâmetro do corpo de prova é, então, relacionado com o valor do

diâmetro nos passes realizados em cada ensaio, como mostra a Figura 5.25. Calculando

assim, a dureza média para cada um dos sete ensaios. O Anexo 4, mostra os corpos de

prova utilizados para cada ensaio.

Figura 5.25 - Valores das durezas [HRB] nos sete ensaios.

Tabela 5.8. Valores obtidos com as velocidades ensaiadas.

Ensaio

Velocidade

de Corte

[m/min]

Tempo de Vida

da Ferramenta

Analisado

[min]

Desgaste de

Entalhe

Correspondente à

Análise

[mm]

Dureza

Média

[HRB]

1 300 40,08 0,460 87,9

2 330 11,87 0,555 92,7

3 360 17,83 0,251* 89,4

4 360 14,33 0,590 86,9

5 390 5,68 0,703 89,6

6 420 10,75 0,531 85,5

7 420 4,08 0,351 87,9

* Nesse ensaio, o valor é do desgaste de flanco, pois foi o único desgaste apresentado.

74

78

82

86

90

94

98

10 14 18 22 26 30 34 38 42 46 50 54 58 62 66 70 74

Du

reza

[H

RB

]

Diâmetro [mm]

Ensaio 1 - 300 m/min Ensaio 2 - 330 m/min



Ensaio 7 - 420 m/min

67

Figura 5.23. Curvas do desgaste de entalhe da ferramenta x tempo total de corte.

Com base na curva do desgaste de entalhe, Figura 5.23, conclui-se, então, que

até um desgaste de entalhe no valor de, aproximadamente, 0,44 mm é possível

considerar um desgaste estável, que não apresenta risco de ruptura da ferramenta. A

escolha do desgaste foi motivada, também, por ser um ponto comum a todas as

velocidades e, nesse ponto da curva, o desgaste inicia sua convergência para o fim da

vida da ferramenta. Outra razão motivadora é que em todos os ensaios realizados,

próximo a esse valor, ocorreram situações especiais, como por exemplo, no Ensaio 2,

com a velocidade de 330 m/min, no 10º passe a rugosidade da peça diminuiu

consideravelmente de “excelente” para “bom” exatamente nessa medida do desgaste.

A partir das curvas do desgaste de entalhe, VBN, (Figura 5.23) é possível

elaborar as curvas de vida da ferramenta, Figura 5.24, para diferentes valores do

desgaste VBN entre 0,2 e 0,75 mm (valores menores que 1 mm conforme a norma).

Observa-se que as curvas na faixa do desgaste entre 0,25 mm e 0,65 mm

possuem similaridade, resultando em coeficientes angulares próximos para a equação de

Taylor.

0,460 0,555 0,590

0,703

0,531

0,351

0,44

0,0

0,4

0,8

1,2

1,6

2,0

0 6 12 18 24 30 36 42

De

sgas

te [

mm

]


Vc = 300 [m/min] Vc = 330 [m/min]

Vc = 360 [m/min] Vc = 390 [m/min]

Vc = 420 [m/min] Vc = 420 [m/min]

Vida útil analisadada ferramenta

68

Figura 5.24. Curva da vida da ferramenta para as velocidades ensaiadas.

Através da curva de Taylor, no gráfico da Figura 5.24, é possível verificar uma

dispersão entre os valores da vida da ferramenta ln T e a velocidade de corte ln Vc.

Como mostra a Figura 5.25, essa dispersão, mesmo com ln Vc iguais, pode ser

justificada pela variação da dureza HRB entre os ensaios realizados, por exemplo, no

Ensaio 6 e 7, onde os parâmetros de corte são os mesmos.

Figura 5.25. Dureza média HRB em função do tempo de corte dos ensaios realizados.

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

5,65 5,7 5,75 5,8 5,85 5,9 5,95 6 6,05 6,1

ln T

[m

in]

ln Vc [m/min]

Desgaste 0.2 mm; y = -3.5831x + 23.184 Desgaste 0.25 mm; y = -4.5753x + 29.218






Linear; ln [T]= - coef [x] . ln [v] + ln [K]

87,6

93,3

89,6

86,3

88,8

84,9

89,0

41,3

14,69 17,83 19,33

7,16 11,39

4,85

0

10

20

30

40

50

80

84

88

92

96

Ensaio 1 300

[m/min]

Ensaio 2330

[m/min]

Ensaio 3360

[m/min]

Ensaio 4360

[m/min]

Ensaio 5390

[m/min]

Ensaio 6420

[m/min]

Ensaio 7420

[m/min]

Tem

po

de

co

rte

[m

in]

Du

reza

mé

dia

[H

RB

]

Dureza Média

Tempo de Corte

69

Na maioria dos ensaios, a partir de aproximadamente 0,5 mm do desgaste há

uma piora na qualidade superficial da peça, com cavaco aderido na peça, muita adesão

no entalhe, além de algumas vibrações. Definindo o critério do fim de vida da

ferramenta em 0,44 mm do desgaste de entalhe e a partir desse valor construindo o

gráfico bi-logarítmico, ln T x ln Vc, apresentado na Figura 5.26, pode-se calcular a

equação da reta.

Figura 5.26. Curva de Taylor para o desgaste de 0,44 mm.

Os valores do coeficiente angular da reta (x) e do coeficiente linear (K) são

obtidos a partir da equação da reta para o desgaste de 0,44 mm e estão apresentados na

Tabela 5.9.

Tabela 5.9. Coeficientes da equação de Taylor.

Constante Valor

x 4,7445

K 1,5044 E +13

y = -4,7445x + 30,342 R² = 0,6705

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

5,65 5,7 5,75 5,8 5,85 5,9 5,95 6 6,05 6,1

ln T

[m

in]

ln Vc [m/min]

Desgaste 0.44 mm

Linear; ln [T]= - coef [x] . ln [v] + ln [K]

Dureza Média de 87,9 HRB






70

5.9 Cálculo das condições econômicas

Para calcular a velocidade de corte para máxima produção, , é utilizada a

equação (18), considerando que a ferramenta não será submetida à afiação e sim a troca,

o valor do tempo de afiação, tfa , é zero. Admitindo os valores x e K, da Tabela 5.9 e um

tempo de troca da ferramenta, tft , de 1,5 minutos, se obtém:

√

A vida da ferramenta para máxima produção, , é calculada através da

equação (21):

Antes de realizar o cálculo da velocidade econômica de corte Vo , através da

equação (39), é necessário considerar o custo da ferramenta por aresta de corte para

pastilhas intercambiáveis, , mostrado na equação (26). Considerando o custo do

porta ferramenta em R$ 180,00, a vida média do porta ferramenta de 400 arestas de

corte, o custo da ferramenta em R$ 22,00 e 6 arestas de corte, se obtem:

Depois de calculado , é considerado o custo da máquina por hora em R$

26,00 e o custo da mão-de-obra por hora (homem-hora) em R$ 32,70. Então é calculado

a velocidade econômica de corte, Vo :

√

[

]

E a vida da ferramenta calculada para condições de mínimo custo é:

71

A partir desse contexto, o intervalo de máxima eficiência (IME) é um intervalo,

entre a velocidade de corte para mínimo custo, Vo = 314,22 m/min e a velocidade de

corte para máxima produção, Vcmxp = 416,32 m/min. O IME, determinado nesse

trabalho, está em uma faixa mais elevada do que aquela sugerida pelo fabricante

(Sandvik) da pastilha utilizada (205 a 265 m/min).

5.9.1 Cálculo do tempo total e do custo total para as condições econômicas

Para determinar o tempo total (14) e o custo total (29) são adotados: o tempo de

troca da ferramenta tft = 1,5 minutos, o tempo de afiação tfa = 0 (o inserto utilizado é

intercambiável), o tempo secundário ts = 0,25 minutos (considera-se que existem

dispositivos ou gabaritos para realizar inspeção dimensional) e o tempo de preparação

tpr = 5 minutos para um lote total de 100 peças. O diâmetro da peça usinada é de 30 mm.

Para a velocidade econômica de corte, Vo = 314,22 m/min é calculado o

(14):

Resolvendo, se obtém o valor do tempo total:

A partir do valor do tempo total , é calculado o custo total da produção por

peça , equação (29). O custo da ferramenta por aresta de corte, Cft, já foi calculada, e

custa R$ 4,11 e o custo por peça independente da velocidade de corte, Cpc, é de R$

2,00/peça.

72

Resolvendo, se obtém o custo total por peça fabricada:

Considerando-se a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp =

416,32 m/min, se obtém:


Para a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp, o custo total, Ct, será:

Resolvendo a equação, o valor do custo total por peça fabricada é:

5.9.2 Cálculo da máxima taxa de lucro

Para o cálculo da máxima taxa de lucro, é utilizada a equação (43) e é

considerado um valor para a receita de R$ 6,50 por peça. O gráfico, na Figura 5.27,

mostra a curva para a máxima taxa de lucro realizada no programa Matlab, o gráfico

também mostra a curva do tempo total e do custo total. No Anexo 5 está o programa

utilizado no Matlab, com os respectivos valores considerados para o cálculo do tempo

total, do custo total e da taxa de lucro.

73

Figura 5.27. Curva da máxima taxa de lucro.

No gráfico da Figura 5.27 é observado que o valor do máximo lucro está,

aproximadamente, em R$ 3,00 por minuto, o que também se encontra no intervalo de

máxima eficiência (entre 314,22 m/min e 416,32 m/min) calculado nesse trabalho para a

velocidade de corte.

5.10 Comparação com estudos anteriores

A seguir, é realizada uma comparação dos resultados desse trabalho, com

estudos anteriores para o torneamento externo, do aço inoxidável austenítico 304L, com

fluido de corte a base mineral (Miranda, 2011) e a seco (Chrispim, 2011), nas mesmas

condições de corte e com a mesma pastilha. Na Tabela 5.10 está um resumo dos

parâmetros de corte e do desgaste máximo da ferramenta para a determinação de vida

útil, realizado nos três trabalhos.

3

2

1

0

-1

20

15

10

5

0

Taxa

de

Lucr

o [

R$

/min

]

Tempo Total [min/pç]

Custo Total [R$/pç]

Taxa de Lucro [R$/min]

Tem

po

To

tal [

min

/pç]

/ C

ust

o T

ota

l [R

$/p

ç]

100 200 300 400 500 600 800

00

100

700

00

100

Vo = 314,22 m/min

Velocidade de Corte [m/min]

Vcmxp = 416,32 m/min

74

Tabela 5.10. Parâmetros de corte utilizados para comparação.

Autor

Velocidade

de Corte

[m/min]

Avanço

[mm/rot]

Profundidade

[mm]

Percurso do

Avanço

[mm]

Torneamento Desgaste

[mm]

Presente

trabalho

300 / 330 / 360 /

390 / 420 0,1 0,5 210

Fluido Vegetal a

Base de Soja 0,44

Miranda

(2011)

270 / 300 / 330 /

360 / 390 0,1 0,5 210 Fluido Mineral 0,37

Chrispim

(2011) 220 / 280 / 330 0,1 0,5 210 A Seco 0,27

O gráfico na Figura 5.28 mostra uma comparação entre as curvas de vida da

ferramenta (Equação de Taylor) para as três condições de corte: fluido vegetal, mineral

e a seco, no torneamento do aço inoxidável 304L.

Figura 5.28. Curva de vida da ferramenta para as velocidades ensaiadas nos trabalhos realizados.

Na Tabela 5.11 é observado que os valores dos coeficientes x e K da Equação de

Taylor possuem uma variação entre os trabalhos, o que pode ser explicado pelos

diferentes tipos de lubrificação realizadas.

y = -4,7445x + 30,342

y = -5,3509x + 33,32

y = -3,9507x + 25,078

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

5,3 5,4 5,5 5,6 5,7 5,8 5,9 6 6,1

ln T

[m

in]

ln Vc [m/min]

Fluido Vegetal

Fluido Mineral (Miranda, 2011)

A Seco (Chrispim, 2011)

75

Tabela 5.11. Valores dos coeficientes x e K da Equação de Taylor.

Autor Torneamento Equação de Taylor

(T = V-x

. K) K x

Presente

trabalho

Fluido Vegetal a

Base de Soja T = V

-4,7445 . e

30,342 K = e

30,342 = 1,5044 . 10

13 4,7445

Miranda

(2011) Fluido Mineral T = V

-5,3509 . e

33,32 K = e

33,32 = 2,95592 . 10

14 5,3509

Chrispim

(2011) A Seco T = V

-3,9507 . e

25,078 K = e

25,078 = 77846128209 3,9507

A partir da curva da vida da ferramenta é calculado, através da equação de

Taylor, o intervalo de máxima eficiência (IME) para os trabalhos anteriores (Miranda,

2011; Chrispim, 2011). Na Figura 5.29 está um gráfico comparativo do IME entre esse

trabalho e os dois trabalhos anteriores.

Figura 5.29. Comparação do Intervalo de Máxima Eficiência (IME) entre os trabalhos realizados.

Para o torneamento do aço inoxidável 304L, considerando os parâmetros de

corte da Tabela 5.10, o uso do fluido de corte vegetal a base de soja se mostrou superior,

pois obteve uma velocidade de corte para o mínimo custo de aproximadamente 20,3%

superior, se comparado com o torneamento realizado com o fluido a base mineral e

aproximadamente 11,2% superior em relação ao torneamento a seco. Na velocidade de

corte para máxima produção, se obteve um comportamento 16,7% superior, se

comparado com o torneamento realizado com o fluido a base mineral e

aproximadamente 6% superior em relação ao torneamento a seco.

282,5

261,6

314,22

392,4

356,5

416,32

200 250 300 350 400 450

A Seco(Chrispim, 2011)

Fluido Mineral(Miranda, 2011)

FluidoVegetal

Velocidade de Corte [m/min]

Au

tor

76

O tempo total de corte e o custo total, por peça fabricada, para as velocidades

dos intervalos de máxima eficiência, determinados no presente trabalho (seção 5.9.1) e

nos trabalhos realizados por Miranda (2011) e Chrispim (2011) são calculados em

função da velocidade econômica de corte e a velocidade de corte para máxima

produção.

Para a velocidade econômica de corte, Vo = 261,6 m/min é calculado o para

Miranda (2011):


A partir do valor do tempo total, , é calculado o custo total da produção por

peça , equação (29). Substituindo os valores se obtém:


Considerando-se também a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp =

365,5 m/min, se obtém o para esta condição:

Resolvendo, se obtém o valor do tempo total em minutos por peça fabricada:

77

Para a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp = 356,5 m/min, o custo

total por peça, , será:


Também é calculado o tempo total de corte, , para Chrispim (2011), para a

velocidade econômica de corte, Vo = 282,5 m/min, calculada em seu trabalho, se

obtém que:


Com o valor do tempo total, , é calculado o custo total da produção por peça

, equação (29). Substituindo os valores se obtém:


78

Também se considera a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp = 392,4

m/min, onde se obtém o tempo total de corte :

Resolvendo, se obtém o valor do tempo total por peça:

Para a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp = 392,4 m/min, o custo

total por peça, , será:


Os resultados comparativos dos cálculos estão resumidos na Figura 5.30, para a

velocidade econômica de corte, Vo, e na Figura 5.31, para a velocidade de corte para

máxima produção, Vcmxp.

79

Figura 5.30. Valores calculados para a velocidade econômica do IME dos trabalhos realizados.

Figura 5.31. Valores calculados para a velocidade de corte para máxima produção do IME dos trabalhos

realizados.

0,9741

1,0896

1,0657

3,07

3,16

3,22

2,95

3,05

3,15

3,25

3,35

3,45

0,8

0,9

1

1,1

Fluido Vegetal Fluido Mineral(Miranda, 2011)


Cu

sto

To

tal p

or

pe

ça

[R$

/pe

ça]

Tem

po

To

tal d

e C

ort

e

[min

/pe

ça]

Autores

Tempo Total-Tt

Custo Total-Ct

0,9023

0,9823 0,976 3,23

3,309

3,43

2,95

3,05

3,15

3,25

3,35

3,45

0,8

0,9

1

1,1

Fluido Vegetal Fluido Mineral(Miranda, 2011)


Cu

sto

To

tal p

or

pe

ça

[R$

/pe

ça]

Tem

po

To

tal d

e C

ort

e

[min

/pe

ça]

Autores

Tempo Total-Tt

Custo Total-Ct

80

6. Conclusão

Através das análises realizadas sobre a progressão do desgaste da ferramenta,

conclui-se que em todas as velocidades de corte ensaiadas, o desgaste de entalhe obteve

um rápido crescimento até aproximadamente 0,1 mm, e em seguida, apresentou

desgaste característico e estável, além de ter sido predominante em todos os passes,

sendo assim, o critério mais adequado a ser utilizado para o fim da vida útil da

ferramenta de corte na usinagem do aço inoxidável 304L com velocidades elevadas (na

faixa entre 300 e 420m/min). Outro fator impactante é que o desgaste de flanco, na

maioria dos ensaios, não apresentou desgaste suficiente para uma análise conveniente.

Ao elaborar o gráfico do desgaste da ferramenta em função do tempo total de

corte (Figura 5.23), foi observada uma variação incomum entre as curvas de desgaste,

que posteriormente foi justificada pela alteração da dureza do material ao longo dos

ensaios. A vida útil de cada ferramenta foi determinada, para um valor de desgaste

constante (0,44 mm) e o gráfico bi-logarítmico das curvas de vida foi obtido,

confirmando, assim, a variação entre os ensaios, inclusive nos ensaios com os mesmos

parâmetros de corte.

Foi realizada uma análise da relação entre a dureza dos corpos de prova e o

tempo de vida da ferramenta (Figura 5.25), e constatado que a dureza do aço inoxidável

austenítico influencia substancialmente no tempo de vida, ou seja, quanto maior a

dureza do aço inoxidável austenítico, menor o tempo de vida da ferramenta, e vice-

versa. Isso também foi observado, para os ensaios realizados com as mesmas

velocidades de corte, e em alguns casos, entre diferentes valores de velocidades de

corte, como por exemplo, entre os ensaios 2 e 3 ou, entre os ensaios 2 e 4, onde

teoricamente, devido ao aumento da velocidade, o tempo total de corte da ferramenta

deveria ser menor, o que não ocorre em nenhum dos casos.

Com a curva vida da ferramenta em escala logarítmica, é possível obter os

valores x = 4,7445 e K = 1,5044 E 13, da equação de Taylor para um desgaste de 0,44

mm de altura, a partir dos quais podem ser calculadas as condições econômicas de corte,

e por seguinte, estima-se que o intervalo de máxima eficiência no processo está entre

uma velocidade de corte de 314,22 m/min e 416,32 m/min, assim, qualquer velocidade

de corte que esteja entre esta faixa relatada pode ser utilizada e irá fornecer uma solução

ótima para minimizar os custos, ou maximizar a produção, do processo de torneamento

do aço inoxidável austenítico, com a presença de fluido vegetal, em cada uma de suas

81

extremidades. Com a escolha do intervalo de máxima eficiência, valores de velocidades

de corte inferiores a 314,22 m/min, ocasionarão elevados tempos de produção, e para

qualquer valor acima de 416,32 m/min os custos com a fabricação serão altos, e em

ambos os casos, acarretarão redução na produção.

Nas velocidades de corte ensaiadas, três estão entre o intervalo de máxima

eficiência calculado, e a velocidade de 420 m/min está próxima à velocidade de corte

para máxima produção (Vcmxp = 416,32 m/min), o que mostra coerência nos resultados.

Para trabalhos futuros, sugere-se que sejam realizados estudos com:

Outro tipo de material do corpo de prova como, por exemplo, o alumínio.

Diferentes ferramentas de corte como, por exemplo, pastilhas cerâmicas.

A mesma ferramenta de corte, porém com raio de ponta diferente, para

analisar a influência desse parâmetro.

Fluidos de corte semi-sintético ou fluidos vegetais de outras origens, para

analisar se há ganho econômico no processo.

Utilização de fluidos com o método de alta pressão, ou com o método de

mínima quantidade de fluido.

Velocidades de corte menores para observar a relação da equação de Taylor

com outros tipos de desgastes da ferramenta como, por exemplo, o desgaste

de cratera. Entre outros.

Com todos os experimentos realizados, a importância desse trabalho foi

enriquecedor para conhecimentos sobre usinagem por torneamento dos aços inoxidáveis

austeníticos com fluido vegetal, visto que, poucos trabalhos avaliam a progressão do

desgaste de entalhe para calcular valores ótimos visando economia do processo.

82

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90

Anexo 1 - Dados técnicos do fabricante para o fluido de corte vegetal Balxedot.

91

92

93

94

95

Anexo 2 - Programação CNC utilizada nos ensaios.

O0002;

N10 G21 G95 G40;

N20 G90;

N30 G00 X100 Z 20;

N40 T0505;

N50 G96 S300;

N60 G0 X 80 Z5;

N65 G01 X75 F0,1;

N70 G01 Z-210;

N80 G01 X90 Z -200;

N90 G0 X100 Z20;

N100 M30;

96

Anexo 3 - Tabelas de dados experimentais dos ensaios.

Ensaio 1 (Vc = 300 m/min)

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Ad

esã

o n

o E

nta

lhe

35

61

15

65

,46

15

66

19

,96

1,3

43

3,7

1-

Bo

m0

,24

00

,24

00

,20

9H

eli

coid

al

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ad

esã

o n

o E

nta

lhe

36

60

15

91

,55

15

92

19

,63

1,3

23

5,0

3-

Ru

im0

,27

00

,27

00

,21

4H

eli

coid

al

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

- A

de

são

no

En

talh

e

37

59

16

18

,52

16

19

19

,30

1,3

03

6,3

3-

Ru

im0

,30

50

,30

50

,22

8H

eli

coid

al

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ad

esã

o n

o E

nta

lhe

38

58

16

46

,43

16

48

18

,97

1,2

83

7,6

0-

Ru

im0

,34

60

,34

60

,27

0H

eli

coid

al

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ad

esã

o n

o E

nta

lhe

de

0.0

64

mm

39

57

16

75

,32

16

76

18

,64

1,2

53

8,8

6-

Ru

im0

,39

60

,39

60

,30

3H

eli

coid

al

+ F

ita

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ad

esã

o n

o E

nta

lhe

de

0.0

28

mm

40

56

17

05

,23

17

06

18

,31

1,2

34

0,0

9-

Ru

im0

,28

70

,46

00

,46

0H

eli

coid

al

+ F

ita

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ad

esã

o n

o E

nta

lhe

de

0.0

18

mm

41

55

17

36

,24

17

37

17

,98

1,2

14

1,3

0-

Ru

im0

,38

40

,65

8-

He

lico

ida

lSi

mV

ibra

ção

até

± 1

35

mm

+ "

Tip

o"

Ro

sca

± 8

5 m

m /

Ad

esã

o n

o E

nta

lhe

/

Ru

ptu

ra d

a f

err

am

en

ta

De

sga

ste

de

Fla

nco

De

sga

ste

de

En

talh

e

4ª Barra utilizada (continuação) 5ª Barra Utilizada

97


Velo

cidad

e de

corte

[m/m

in]

330

Avan

ço [m

m/ro

t]0,

1Pr

ofun

dida

de [m

m]

0,5

Perc

urso

de

avan

ço [m

m]

210

P a s s e

Diâm

etro

Fina

l

[mm

]

Rota

ção

[rpm

]

Rota

ção

Expe

rimen

tal

[rpm

]

Volu

me

Rem

ovid

o

(x10

³) [m

m3 ]

Tem

po d

e Co

rte

[min

]

Tem

po d

e Co

rte T

otal

[min

]

Desg

aste

de

Flanc

o

[mm

]

Rugo

sidad

e Vi

sual

[Exc

elen

te, B

om+,

Bom

, Bom

-,

Ruim

]

Desg

aste

Pro

fund

idad

e de

Corte

de

0,5

mm

[mm

]

Desg

aste

de

Enta

lhe

[mm

]

Desg

aste

de

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lhe

Méd

io

[mm

]

Form

a do

Cav

aco

[Fita

, Hel

icoid

al, E

spira

l,

Lasc

as/P

edaç

os]

Reba

rba

[Sim

/Não

]

OBS.

[Vib

raçã

o, A

desã

o, Fe

rram

enta

, etc

]

B a r r a

159

1780

,38

1782

19,3

01,

181,

180,

052

Exce

lent

e0,

117

0,16

90,

169

Fita

Não

Sem

vibr

ação

/ Ad

esão

no

enta

lhe

258

1811

,07

1813

18,9

71,

162,

340,

069

Exce

lent

e0,

131

0,16

80,

168

Fita

Não

Sem

vibr

ação

/ - A

desã

o no

ent

alhe

/ Oc

orre

u 1

desg

aste

de

enta

lhe

mai

s aba

ixo n

a pr

of.

de co

rte (0

,5m

m) d

e 0,

165

e 0,

171

mm

357

1842

,85

1844

18,6

41,

143,

480,

083

Exce

lent

e0,

162

0,17

30,

173

Fita

Não

Sem

vibr

ação

/ Ad

esão

no

enta

lhe

456

1875

,75

1878

18,3

11,

124,

600,

084

Exce

lent

e0,

160

0,19

00,

190

Fita

Não

Sem

vibr

ação

/ Ad

esão

no

enta

lhe

de 0

,029

e 0

,031

mm

/ O

desg

aste

com

eçou

a fi

car

incli

nado

555

1909

,86

1912

17,9

81,

105,

700,

089

Exce

lent

e0,

154

0,17

30,

173

Fita

Não

Sem

vibr

ação

/ Ad

esão

no

enta

lhe

de 0

,016

e 0

,015

mm

/ O

desg

aste

com

eçou

a fi

car

incli

nado

654

1945

,23

1948

17,6

51,

086,

780,

092

Bom

+0,

186

0,19

00,

167

Fita

SimSe

m vi

braç

ão /

- Ade

são

no e

ntal

he

753

1981

,93

1983

17,3

21,

067,

840,

095

Exce

lent

e0,

211

0,21

60,

169

Fita

SimSe

m vi

braç

ão /

Ades

ão n

o en

talh

e

852

2020

,04

2024

16,9

91,

048,

880,

097

Bom

0,22

10,

225

0,18

1Fit

aSim

Vibr

ação

em

toda

peç

a / A

desã

o no

ent

alhe

951

2059

,65

2061

16,6

61,

029,

90-

Bom

0,24

80,

253

0,20

3Fit

aSim

Vibr

ação

até

+- 4

5mm

da

peça

/ Ad

esão

no

enta

lhe

de 0

,059

e 0

,032

mm

/ Nã

o ap

arec

e

mai

s a p

rimei

ra li

nha

de d

esga

ste,

não

dim

ensio

nei m

ais.

1050

2100

,85

2102

16,3

31,

0010

,90

-Ex

cele

nte

0,37

00,

444

0,34

7Fit

aSim

(Mui

ta)

Sem

vibr

ação

/ Ad

esão

no

enta

lhe

de 0

,072

mm

/ Ca

vaco

"est

ranh

o", n

o m

omen

to d

o fin

al

da u

sinag

em.

1149

2143

,72

2145

16,0

00,

9811

,88

-Bo

m0,

434

0,55

50,

419

Fita

Sim (M

uita

)Se

m vi

braç

ão /

Sem

ade

são

no e

ntal

he /

Cava

co e

nrol

ou n

a pe

ça (F

oto)

1248

2188

,38

2190

15,6

70,

9612

,83

-Bo

m0,

542

0,72

70,

539

Fita

Sim (M

uita

)Se

m vi

braç

ão /

Ades

ão n

o en

talh

e de

0,0

72m

m /

Cava

co e

nrol

ou n

a pe

ça (F

oto)

1347

2234

,94

2237

15,3

40,

9413

,77

-Bo

m0,

625

0,79

10,

580

Helic

oida

lNã

oSe

m vi

braç

ão /

- Ade

são

no e

ntal

he

1446

2283

,53

2286

15,0

10,

9214

,69

-Bo

m0,

912

1,20

01,

159

Helic

oida

lSim

Sem

vibr

ação

/ Se

m a

desã

o no

ent

alhe

/ Nã

o há

com

o di

men

siona

r

Desg

aste

de

Flanc

o

Desg

aste

de

Enta

lhe

1ª Barra utilizada

98


Vel

ocid

ade

de c

orte

[m

/min

]36

0A

vanç

o [m

m/r

ot]

0,1

Prof

undi

dade

[m

m]

0,5

Perc

urso

de

avan

ço [

mm

]21

0

P a s s e

Diâ

met

ro F

inal

[mm

]

Rot

ação

[rpm

]

Rot

ação

Expe

rim

enta

l

[rpm

]

Vol

ume

Rem

ovid

o

(x10

³) [

mm

3 ]

Tem

po d

e C

orte

[min

]

Tem

po d

e C

orte

Tot

al

[min

]

Des

gast

e de

Fla

nco

[mm

]

Rug

osid

ade

Vis

ual

[Exc

elen

te, B

om+,

Bom

, Bom

-,

Rui

m]

Des

gast

e Pr

ofun

dida

de d

e

Cor

te d

e 0,

5 m

m

[mm

]

Des

gast

e de

Fla

nco

Méd

io

[mm

]

Form

a do

Cav

aco

[Fit

a, H

elic

oida

l, Es

pira

l,

Lasc

as/P

edaç

os]

Reb

arba

[Sim

/Não

]

OB

S.

[Vib

raçã

o, A

desã

o, F

erra

men

ta, e

tc]

B a r r a

145

2546

,48

2550

14,6

80,

820,

820,

127

Exce

lent

e0,

074

0,10

2H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

244

2604

,35

2607

14,3

50,

811,

630,

140

Exce

lent

e0,

083

0,14

0H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

343

2664

,92

2667

14,0

20,

792,

420,

146

Exce

lent

e0,

104

0,14

6H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

442

2728

,37

2732

13,6

90,

773,

190,

155

Exce

lent

e0,

096

0,15

5H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

541

2794

,92

2798

13,3

60,

753,

940,

103

Bom

+0,

099

0,10

3H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ C

om A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

640

2864

,79

2868

13,0

30,

734,

670,

114

Bom

+0,

100

0,11

4H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

739

2938

,25

2942

12,7

00,

715,

390,

121

Bom

+0,

103

0,12

1H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ -

Ade

são

no e

ntal

he /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

838

3015

,57

3019

12,3

70,

706,

080,

118

Bom

0,09

30,

111

Hel

icoi

dal

Não

Sem

vib

raçã

o /

Sem

Ade

são

no e

ntal

he /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

937

3097

,07

3101

12,0

40,

686,

760,

131

Exce

lent

e0,

108

0,13

1H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ -

Ade

são

no e

ntal

he /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1036

3183

,10

3187

11,7

10,

667,

420,

134

Bom

+0,

113

0,13

4H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1135

3274

,04

3279

11,3

80,

648,

060,

135

Exce

lent

e0,

108

0,13

5H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1234

3370

,34

3375

11,0

50,

628,

690,

125

Exce

lent

e0,

100

0,12

5H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1333

3472

,47

3476

10,7

20,

609,

290,

130

Bom

+0,

103

0,13

0H

elic

oida

l + F

ita

Sim

(Po

uca)

Sem

vib

raçã

o /

- A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1432

3580

,99

3585

10,3

90,

599,

880,

133

Bom

+0,

112

0,13

3H

elic

oida

lN

ãoSe

m v

ibra

ção

/ -

Ade

são

no e

ntal

he /

Cav

aco

volt

ou c

omo

ante

s (p

asse

1~12

) /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

pro

fund

idad

e de

cor

te, e

sta

med

ida

é

1531

3696

,50

3701

10,0

60,

5710

,45

0,13

1Ex

cele

nte

0,11

20,

124

Hel

icoi

dal

Sim

(Po

uca)

Sem

vib

raçã

o /

- A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1630

3819

,72

3825

9,73

0,55

11,0

00,

131

Bom

-0,

125

0,13

1H

elic

oida

lSi

m (

Pouc

a)Se

m v

ibra

ção

/ -

Ade

são

no e

ntal

he /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1729

3951

,43

3956

9,40

0,53

11,5

30,

142

Bom

+0,

118

0,14

2H

elic

oida

l + F

ita

Sim

(Po

uca)

Sem

vib

raçã

o /

- A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

1828

4092

,56

4099

9,07

0,51

12,0

40,

143

Exce

lent

e0,

132

0,13

1H

elic

oida

l + F

ita

Sim

(Po

uca)

Sem

vib

raçã

o /

Ade

são

no e

ntal

he d

e 0.

018

mm

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da p

rofu

ndid

ade

de c

orte

, est

a m

edid

a é

de F

lanc

o

1927

4244

,13

4250

8,74

0,49

12,5

30,

157

Bom

0,13

00,

142

Hel

icoi

dal +

Fit

aSi

m (

Pouc

a)Se

m v

ibra

ção

/ A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

2026

4407

,37

4413

8,41

0,48

13,0

10,

176

Bom

0,13

70,

148

Hel

icoi

dal +

Fit

aSi

m (

Pouc

a)Se

m v

ibra

ção

/ -

Ade

são

no e

ntal

he /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

2125

4583

,66

4590

8,08

0,46

13,4

70,

177

Bom

0,14

20,

141

Hel

icoi

dal +

Fit

aSi

mSe

m v

ibra

ção

/ A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

2224

4774

,65

4780

7,75

0,44

13,9

10,

194

Bom

0,14

30,

138

Hel

icoi

dal +

Fit

aSi

mSe

m v

ibra

ção

/ A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

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ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

2355

2083

,48

2085

17,9

81,

0114

,92

0,19

8B

om +

0,17

00,

158

Hel

icoi

dal

Sim

Sem

vib

raçã

o /

Ade

são

no e

ntal

he /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

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undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

2454

2122

,07

2124

17,6

50,

9915

,91

0,21

0B

om +

0,19

00,

181

Hel

icoi

dal

Sim

Sem

vib

raçã

o /

Sem

Ade

são

no e

ntal

he /

Não

há

Enta

lhe

na a

ltur

a da

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undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

2553

2162

,10

2164

17,3

20,

9716

,88

0,21

9B

om +

0,20

60,

207

Hel

icoi

dal

Sim

Sem

vib

raçã

o /

- A

desã

o no

ent

alhe

/ N

ão h

á En

talh

e na

alt

ura

da

prof

undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

2652

2203

,68

2205

16,9

90,

9517

,83

0,25

1B

om +

0,25

10,

248

Hel

icoi

dal

Sim

Sem

vib

raçã

o /

QU

EBR

A D

A P

ON

TA D

A F

ERR

AM

ENTA

com

0.3

18m

m /

Não

há E

ntal

he n

a al

tura

da

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undi

dade

de

cort

e, e

sta

med

ida

é de

Fla

nco

Des

gast

e de

Fla

nco

1ª Barra utilizada (continuação) 2ª Barra utilizada

99

Ensaio 4 (Vc = 360 m/mim)

Vel

ocid

ade

de c

orte

[m

/min

]36

0A

vanç

o [m

m/r

ot]

0,1

Prof

undi

dade

[m

m]

0,5

Perc

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de

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mm

]21

0

P a s s e

Diâ

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inal

[mm

]

Rot

ação

[rpm

]

Rot

ação

Expe

rim

enta

l

[rpm

]

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Rem

ovid

o

(x10

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mm

3]

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e C

orte

[min

]

Tem

po d

e C

orte

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al

[min

]

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gast

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Fla

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[mm

]

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ade

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[Exc

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Bom

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om, B

om-,

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m]

Des

gast

e Pr

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de d

e

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e 0,

5 m

m

[mm

]

Des

gast

e de

Ent

alhe

[mm

]

Des

gast

e de

Ent

alhe

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io

[mm

]

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a do

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a, H

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oida

l, Es

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l,

Lasc

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/Não

]

OB

S.

[Vib

raçã

o, A

desã

o, F

erra

men

ta, e

tc]

B a r r a

142

2728

,37

2731

13,6

90,

770,

770,

060

Exce

len

te0,

066

0,10

40,

065

He

licoi

dal

Não

Sem

Vib

raçã

o /

Sem

Ade

são

no E

ntal

he

241

2794

,92

2798

13,3

60,

751,

520,

056

Exce

len

te0,

062

0,11

60,

098

He

licoi

dal

Não

Sem

Vib

raçã

o /

- A

desã

o no

Ent

alhe

340

2864

,79

2868

13,0

30,

732,

250,

062

Exce

len

te0,

103

0,13

50,

120

He

licoi

dal

Não

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

021

mm

439

2938

,25

2943

12,7

00,

712,

970,

069

Exce

len

te0,

143

0,14

60,

146

He

licoi

dal

Não

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

016

mm

538

3015

,57

3019

12,3

70,

703,

670,

068

Bom

+0,

145

0,14

50,

145

He

licoi

dal

Não

Sem

Vib

raçã

o /

- A

desã

o no

Ent

alhe

637

3097

,07

3102

12,0

40,

684,

340,

081

Bom

+0,

146

0,15

90,

159

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Sem

Ade

são

no E

ntal

he

736

3183

,10

3187

11,7

10,

665,

000,

087

Bom

+0,

144

0,14

60,

146

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

- A

desã

o no

Ent

alhe

835

3274

,04

3279

11,3

80,

645,

640,

079

Bom

+0,

148

0,15

30,

140

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Sem

Ade

são

no E

ntal

he

934

3370

,34

3375

11,0

50,

626,

270,

102

Bom

+0,

148

0,17

90,

149

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Sem

Ade

são

no E

ntal

he

1033

3472

,47

3476

10,7

20,

606,

870,

087

Bom

+0,

171

0,18

40,

150

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

016

mm

1132

3580

,99

3585

10,3

90,

597,

460,

104

Bom

+0,

182

0,19

90,

184

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

005

mm

1231

3696

,50

3701

10,0

60,

578,

03-

Bom

+0,

197

0,21

90,

169

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

023

mm

1330

3819

,72

3825

9,73

0,55

8,58

-B

om +

0,21

90,

230

0,18

9H

elic

oida

lSi

mSe

m V

ibra

ção

/ A

desã

o no

Ent

alhe

1429

3951

,43

3956

9,40

0,53

9,11

-B

om +

0,22

40,

237

0,20

7H

elic

oida

lSi

mSe

m V

ibra

ção

/ A

desã

o no

Ent

alhe

de

0.03

3 m

m

1528

4092

,56

4097

9,07

0,51

9,62

-B

om0,

220

0,33

30,

291

He

licoi

dal

Sim

(M

uita

)Se

m V

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

Ent

alhe

1627

4244

,13

4250

8,74

0,49

10,1

2-

Bom

0,28

60,

384

0,35

0H

elic

oida

lSi

mSe

m V

ibra

ção

/ Se

m A

desã

o no

Ent

alhe

1726

4407

,37

4413

8,41

0,48

10,5

9-

Bom

0,30

10,

405

0,38

1H

elic

oida

lSi

mSe

m V

ibra

ção

/ A

desã

o no

Ent

alhe

1825

4583

,66

4590

8,08

0,46

11,0

5-

Bom

0,28

80,

422

0,38

9H

elic

oida

lSi

mC

om V

ibra

ção

até

± 45

mm

/ C

om A

desã

o no

Ent

alhe

1924

4774

,65

4780

7,75

0,44

11,4

9-

Bom

0,42

60,

478

0,42

0H

elic

oida

lSi

mC

om V

ibra

ção

até

± 42

mm

/ C

om A

desã

o no

Ent

alhe

de

0.01

6 m

m

2023

4982

,24

4989

7,42

0,42

11,9

1-

Bom

0,43

50,

491

0,44

3H

elic

oida

lSi

mC

om V

ibra

ção

até

± 42

mm

/ C

om A

desã

o no

Ent

alhe

2145

2546

,48

2522

14,6

80,

8212

,74

-B

om +

0,46

80,

528

0,51

5H

elic

oida

lSi

mSe

m V

ibra

ção

/ -

Ade

são

no E

ntal

he /

A R

otaç

ão n

ão u

ltra

pass

ou e

ste

valo

r

2244

2604

,35

2521

14,3

50,

8113

,54

-B

om0,

506

0,54

90,

518

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Sem

Ade

são

no E

ntal

he /

A R

otaç

ão n

ão u

ltra

pass

ou e

ste

valo

r

2343

2664

,92

2667

14,0

20,

7914

,33

-B

om0,

446

0,59

00,

518

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

081

mm

2442

2728

,37

2731

13,6

90,

7715

,10

-B

om0,

624

0,70

00,

648

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

054

mm

2541

2794

,92

2798

13,3

60,

7515

,85

-B

om0,

670

0,73

30,

677

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

033

mm

2640

2864

,79

2868

13,0

30,

7316

,58

-B

om0,

684

0,76

60,

724

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

Ade

são

no E

ntal

he d

e 0.

026

mm

2739

2938

,25

2942

12,7

00,

7117

,30

-B

om0,

696

0,81

70,

817

He

licoi

dal

Sim

Sem

Vib

raçã

o /

- A

desã

o no

Ent

alhe

2838

3015

,57

3018

12,3

70,

7018

,00

-B

om0,

720

0,88

30,

848

He

licoi

dal

Sim

(Po

uca)

Sem

Vib

raçã

o /

- A

desã

o no

Ent

alhe

2937

3097

,07

3102

12,0

40,

6818

,67

-B

om0,

737

0,94

20,

895

He

licoi

dal

Sim

(Po

uca)

Sem

Vib

raçã

o /

- A

desã

o no

Ent

alhe

3036

3183

,10

3187

11,7

10,

6619

,33

-B

om -

0,70

91,

040

1,00

9H

elic

oida

lSi

m (

Pouc

a)Se

m V

ibra

ção

/ -

Ade

são

no E

ntal

he /

A M

áqui

na p

arou

dev

ido

a fa

lta

de

ener

gia

com

± 1

5 m

m d

e us

inag

em

Des

gast

e de

Fla

nco

Des

gast

e de

Ent

alhe

2ª Barra (continuação) 3ª Barra

100


Velo

cida

de d

e co

rte

[m/m

in]

390

Avan

ço [m

m/r

ot]

0,1

Prof

undi

dade

[mm

]0,

5Pe

rcur

so d

e av

anço

[mm

]21

0

P a s s e

Diâ

met

ro F

inal

[mm

]

Rota

ção

[rpm

]

Rota

ção

Expe

rimen

tal

[rpm

]

Volu

me

Rem

ovid

o

(x10

³) [

mm

3 ]

Tem

po d

e Co

rte

[min

]

Tem

po d

e Co

rte

Tota

l

[min

]

Des

gast

e de

Fla

nco

[mm

]

Rugo

sida

de V

isua

l

[Exc

elen

te, B

om+,

Bom

, Bom

-,

Ruim

]

Des

gast

e na

Pro

fund

idad

e de

Cort

e de

0,5

mm

[mm

]

Des

gast

e de

Ent

alhe

[mm

]

Des

gast

e de

Ent

alhe

Méd

io

[mm

]

Form

a do

Cav

aco

[Fita

, Hel

icoi

dal,

Espi

ral,

Lasc

as/P

edaç

os]

Reba

rba

[Sim

/Não

]

OBS

.

[Vib

raçã

o, A

desã

o, F

erra

men

ta, e

tc]

B a r r a

151

2434

,13

2437

16,6

60,

860,

860,

092

Exce

lent

e0,

102

0,15

00,

130

Hel

icoi

dal

Não

Sem

Vib

raçã

o /

Ades

ão n

o En

talh

e

250

2482

,82

2485

16,3

30,

851,

710,

097

Exce

lent

e0,

103

0,15

90,

137

Hel

icoi

dal

Não

Sem

Vib

raçã

o /

Ades

ão n

o En

talh

e de

0.0

2 m

m

349

2533

,49

2536

16,0

00,

832,

540,

100

Exce

lent

e0,

150

0,17

40,

140

Hel

icoi

dal

Sim

(Pou

ca)

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0.0

25 m

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104

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152

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Sim

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14-

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icoi

dal

Sim

Sem

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he

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lent

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277

0,27

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232

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Sim

Sem

Vib

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o /

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0,54

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0,09

40,

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097

Hel

icoi

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114

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Hel

icoi

dal

Sim

Vib

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o at

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11 m

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Sem

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no E

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104

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090,

113

Bom

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188

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3ª Barra (continuação) 4ª Barra

102


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o, A

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103

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Helic

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550

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Helic

oida

lSi

mSe

m V

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Sim

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alhe

Desg

aste

de

Flan

co

Desg

aste

de

Enta

lhe

5ª Barra (continuação)

103

Anexo 4 - Corpos de prova utilizados em cada ensaio.

Na Figura A4.1 está a relação dos cinco corpos de prova utilizados nos sete

ensaios realizados, para determinar a dureza média nos ensaios. Por exemplo, no Ensaio

1, foram utilizados os corpos de prova 4 e 5.

Figura A4.1 - Relação dos corpos de prova utilizados nos sete ensaios realizados.

Ensaio 1 300 [m/min]

Ensaio 2330 [m/min]

Ensaio 3360 [m/min]

Ensaio 4360 [m/min]

Ensaio 5390 [m/min]

Ensaio 6420 [m/min]

Ensaio 7420 [m/min]

Pe

ça

Ensaio

Peça 5

Peça 4

Peça 3

Peça 2

Peça 11

2

3

4

5

104

Anexo 5 - Programa no Matlab para o tempo total, o custo total e a taxa de lucro.

% considerando:

% Material: Aço INOX 304L; Pastilha Sandvik; Fluido Vegetal

% d=30mm; la=210mm; k=1.5044x10^13; x=4,7445; a=0,1mm/rot; tf=1,5; z=100;

ts=0,25min; tpr=5min

% valor de venda da peça R$=8,00; valor do material R$=1,50

% valor do porta ferramenta R$=180,00; vida média do porta ferramenta=400;

% valor da ferramenta R$=22,00; num. de arestas=6

% valor da mão-de-obra por hora R$=32,7; valor da máquina por hora R$=26,00

v=10:10:800;

% cálculo do tempo:

a=(pi*30*210)/(0.1*1000); % a=tempo de corte (min/pç)

k=1.5044*10^13; % k=constante k de desgaste

tf=1.5; % tf=tempo de troca da ferramenta, não há afiação (min/lote)

b=((pi*30*210)/(k*0.1*1000))*tf; % b=tempo devido a ferramenta (min/lote)

c=0.25; % c=tempo secundário por peça (min/pç)

d=5/100; % d=tempo de preparação por lote (min/lote)

x=4.7445-1; % x=constante x de desgaste

t=(a/v)+(b*(v^x))+c+d; % t=tempo total de 1 peça (min/pç)

% cálculo do custo:

e=2; % e=custo proporcional por peça (R$/pç)

cf=4.11; % cf=custo da ferramenta por vida (R$/vida)

f=((pi*30*210)/(k*0.1*1000))*cf; % f=custo da ferramenta por peça (R$/pç)

g=t/60*26; % g=custo da máquina (R$/min)

h=t/60*32.7; % h=custo da mão-de-obra (R$/min)

ct=e+(f*(v^x))+g+h; % ct=custo total (R$/pç)

% cálculo da taxa de lucro:

i=6.5; % i= custo de venda(8,00) - custo do material(1,5)

tl=((i-ct)/t); % tl=taxa de lucro (R$/pç)

tct=[t;ct];

[AX,H1,H2] = plotyy(v,tct,v,tl,'plot');

set(get(AX(1),'Ylabel'),'String','Tempo Total [min/pç] / Custo Total [R$/pç]')

set(get(AX(2),'Ylabel'),'String','Taxa de Lucro [R$/min]')

xlabel('Velocidade [m/min]')

title('Intervalo de Máxima Eficiência x Máxima Taxa de Lucro')

set(H1,'LineStyle','--')

set(H2,'LineStyle',':')

legend('Tempo Total [min/pç]','Custo Total [R$/pç]', 'Taxa de Lucro [R$/min]')

Documents

DESGASTE DE FERRAMENTA E OTIMIZAÇÃO DA …w2.files.scire.net.br/atrio/ufrj-pem_upl/THESIS/1177/pemufrj2013... · fabricação por peça foram observadas com a utilização do fluido