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Maquinagem por Electroerosão:
Modelação Experimental da Descarga
Miguel Viegas Alves Grencho
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Mecânica
Orientadores: Prof. Ivo Manuel Ferreira de Bragança
Prof. Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa
Júri
Presidente: Prof. Rui Manuel dos Santos Oliveira Baptista
Orientador: Prof. Ivo Manuel Ferreira de Bragança
Vogal: Prof. José Duarte Ribeiro Marafona
Novembro de 2015
I
RESUMO
A Electroerosão é uma tecnologia perfeitamente implementada no panorama industrial
actual. No entanto, sendo uma área em constante evolução, surgem sempre algumas questões
relativas ao processo. Por esse motivo, de modo a compreender melhor o mecanismo de
remoção de material, este trabalho procura colmatar algumas lacunas no que diz respeito à
influência dos circuitos de potência e fenomologia do processo. Com a remodelação do
equipamento de electroerosão utilizado que passou pela implementação de um novo circuito
modelador de corrente, cujo isolamento óptico permite uma maior sensibilidade a variações de
sinal, foi possível criar um aparato que permite realizar descargas numa gama alargada de
parâmetros com elevada definição, melhorando desse modo a abordagem ao estudo
compreensivo do mecanismo de remoção de material nesta tecnologia. Com essa maior
sensibilidade foi possível realizar descargas a taxas positiva e negativa numa gama alargada de
tempos de pulso, permitindo desse modo a compreensão da influência destas descargas em
diferentes materiais. Dada a sua importância crescente nomeadamente na indústria aeronáutica
e difícil maquinação pelos processos convencionais, seleccionou-se o Titânio (Grade1) como um
dos materiais de estudo neste trabalho. De modo a comparar resultados, e sendo um material
recorrentemente utilizado pelos investigadores, seleccionou-se o Aço AISI304 como principal
alvo de estudo. De modo a avaliar a remoção de material/desgaste da ferramenta utilizou-se o
cobre DIN E-Cu 58 como material para o eléctrodo devido à sua elevada condutividade térmica
e eléctrica.
Realizando descargas em ambas as taxas (positiva e negativa) verificou-se que cada
uma tem as suas particularidades no que diz respeito à remoção de material e desgaste de
ferramenta. De modo a compreender possíveis vantagens destas taxas de corrente não
convencionais, os resultados obtidos nas crateras foram comparados com resultados obtidos
anteriormente para descargas pulsadas.
Palavras Chave: mono-descarga, modelação de corrente, taxa de fornecimento de corrente, dimensão das crateras
II
ABSTRACT
EDM is a machining technology perfectly implemented in current industrial scene.
However, being an area in constant evolution, always arise some questions related to the
process. Therefore, in order to understand the mechanism of material removal, this paper seeks
to fill some gaps with regard to the influence of the power circuits and phenomenology of the
process. With the remodeling of EDM equipment used that included the implementation of a new
modulator circuit current, whose optical isolation allows greater sensitivity to signal variations, it
was possible to create a device to perform discharges in a wide range of parameters with high
definition, thereby improving the approach to comprehensive study of the material removal
mechanism in this technology. With this increased sensitivity was possible to discharge positive
and negative rates in a wide range of pulse times, thereby allowing understanding of the influence
of these discharges in different materials. Given its increasing importance particularly in the airline
industry and hard machining by conventional processes, Titanium (Grade1) was selected as one
of the study materials in this work. In order to compare results, and being a material repeatedly
used by investigators, AISI304 steel was selected as the main target of study. In order to evaluate
the removal of material / tool wear was used copper DIN E-Cu58 as the electrode material due to
its high thermal and electrical conductivity.
By performing discharges at both rates (positive and negative), it was found that each
has its own characteristics with regard to material removal and tool wear. In order to understand
the possible advantages of these non-conventional current rates, results in craters were
compared with results previously obtained for pulsed discharges.
Keywords: single discharge, current modelation, current rate, crater dimensions
III
AGRADECIMENTOS
Aos meus orientadores Professores Ivo de Bragança e Pedro Rosa pelo apoio incansável
e ensinamentos transmitidos. Pelas palavras de motivação e por me terem proposto este trabalho
desafiante que contribuiu para o meu desenvolvimento profissional e também pessoal. Um muito
obrigado.
Aos Doutores Carlos Silva e Valentino Cristino e Mestres Gabriel Ribeiro e André Pereira
pela disponibilidade, conselhos e apoio prestados.
Aos meus colegas e irmãos Nuno Grilo, Bruno Coimbra, Ricardo Martins, Paulo Grão,
António Figueira e Alexandre Garcia que me acompanharam desde o início. A vossa amizade e
apoio não são quantificáveis. Obrigado por tudo.
A toda família Artilheiro e Alves. Por todo o apoio e amizade ao longo destes anos. Um
agradecimento especial à Maria Artilheiro que, apesar de tudo, me apoiou como ninguém nas
alturas mais complicadas e a quem ficarei eternamente grato. Ao João Alves, pelo exemplo de
espirito de luta e superação.
À minha namorada Mariana Lopes pela motivação, força, apoio e paciência. Pelas
palavras certas quando mais precisava.
Finalmente, agradeço aos meus pais. Pelo amor, carinho, força, apoio e paciência
incondicionais. Por todas as condições que me proporcionaram ao longo da minha vida e
percurso académico. Por celebrarem as minhas vitórias e me suportarem quando mais necessito.
Por tudo, muito obrigado. Amo-vos.
IV
Abreviaturas
EDM - Electroerosão
DAQ - Placa de aquisição de dados
Rt - Circuito de transístor
RC - Circuito de relaxação
Rv - Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente/resistência variável
PCB - Placa de circuito impresso
EWR - Taxa de desgaste do eléctrodo
EVA - Volume do eléctrodo após maquinagem
EVB - Volume do eléctrodo antes da maquinagem
MT - Tempo total de maquinagem
WR - Taxa de desgaste de material
WPVA - Volume da peça após maquinagem
WPVB - Volume da peça antes da maquinagem
MRR - Taxa de remoção de material da peça
V
Índice
Resumo .......................................................................................................................................... I
Palavras-Chave .............................................................................................................................. I
Abstract ......................................................................................................................................... II
Keywords ...................................................................................................................................... II
Agradecimentos ........................................................................................................................... III
Abreviaturas ................................................................................................................................ IV
Índice ............................................................................................................................................. V
Lista de Figuras ........................................................................................................................... VII
Lista de Tabelas............................................................................................................................ IX
CAPITULO 1 - INTRODUÇÃO ......................................................................................................... 1
CAPITULO 2 - FUNDAMENTOS TEÓRICOS .................................................................................... 2
2.1 - Mecanismo de remoção de material ...................................................................... 2 2.1.1 - Pré-ionização e Ionização ......................................................................... 3 2.1.2 - Descarga eléctrica .................................................................................... 5 2.1.3 - Interrupção da descarga ........................................................................... 6 2.1.4 - Pós-descarga ............................................................................................. 7
2.2 - Processo tecnológico de electroerosão .................................................................. 7 2.2.1 - Desgaste ................................................................................................... 7 2.2.2 - Remoção de material ............................................................................. 10 2.2.3 - Condição superficial ............................................................................... 11
2.3 - Assinatura eléctrica da descarga erosiva .............................................................. 14 2.3.1 - Tipos de descarga ................................................................................... 14 2.3.2 - Circuitos de potência .............................................................................. 15 2.3.3 - Influência da corrente no processo erosivo ........................................... 20 2.3.4 - Efeito da temperatura na formação da cratera ..................................... 24
CAPITULO 3 - DESENVOLVIMENTO EXPERIMENTAL .................................................................. 30
3.1 - Aparato experimental e fonte de potência pulsada ............................................ 30 3.1.1 - Projecto .................................................................................................. 32 3.1.2 - Fabrico das placas de circuito impresso ................................................. 36 3.1.3 - Integração dos módulos ......................................................................... 39
3.2 - Avaliação morfológica das crateras ...................................................................... 41 3.2.1 - Microscopia óptica ................................................................................. 41 3.2.2 - Cromatografia confocal .......................................................................... 42
3.3 - Definição do plano de ensaios .............................................................................. 42
CAPITULO 4 - RESULTADOS E DISCUSSÃO ................................................................................. 44
4.1 - Resposta eléctrica da fonte de potência .............................................................. 44 4.2 - Morfologia das crateras obtidas ........................................................................... 47
4.2.1 - Breve observação das crateras…………………………………………………………….47 4.2.2 - Tempo de impulso e taxa de descarga ................................................... 48
4.2.3 - Tempo de descarga e taxa de fornecimento de corrente….………………….51 4.2.4 - Intensidade de corrente e taxa de fornecimento de corrente……………….55
4.2.5 - Remoção de material / desgaste e polaridade………………………………………57
VI
CAPITULO 5 - CONCLUSÕES E TRABALHO FUTURO ................................................................... 62
CAPITULO 6 - BIBLIOGRAFIA ....................................................................................................... 64
VII
Lista de Figuras
Fig. 2.1 - Diferentes fases do processo de remoção de material (Amorim et al, 2004) ................ 3 Fig. 2.2 - Disrupção do meio e propagação do streamer: (a) avalanche primária de electrões; (b) streamer positivo; (c) streamer negativo (Descoeudres,2006) .................................................... 5 Fig.2.3 - Desgaste do eléctrodo nas direcções x e y (Khan, 2011) ................................................ 8 Fig. 2.4 - Desgaste do electrodo nas direcções x e y em função da corrente, tensão e dos materiais usados (Khan,2011) ....................................................................................................................... 8 Fig. 2.5 - Taxa de desgaste do eléctrodo em função da corrente, tensão e materiais usados (Khan,2011) ................................................................................................................................... 9 Fig. 2.6 - Taxa de remoção de material em função da corrente e materiais usados (Khan, 2011) ..................................................................................................................................................... 10 Fig. 2.7 - Taxa de remoção de material e rugosidade superficial em função da corrente e tempo on (Lee,2004) .............................................................................................................................. 11 Fig. 2.8 - Camadas de material formadas após uma descarga erosiva (Kumar et al,2009) ........ 12 Fig. 2.9 - Fissuras na camada branca ( I= 24A, ton=400us, E=240mJ) (Cusanelli, 2004) ............. 13 Fig. 2.10 - Tipos de descarga: (a)Normal; (b)Aberto; (c)Curto-Circuito; (d)Arco ........................ 15 Fig. 2.11 - Representação de alguns parâmetros típicos em electroerosão (Kharagpur) ........... 15 Fig. 2.12 - Circuito RC (Shah et al, 2007) e tensão acumulada e descarregada pelo condensador (Kharagpur) ................................................................................................................................. 16 Fig. 2.13 - Gerador de impulsos rotativos (Shah et al,2007) e onda sinuosoidal rectificada (Kharagpur) ................................................................................................................................. 17 Fig. 2.14 - Gerador de impulsos por transistor (Shah et al, 2007) e aspecto da corrente gerada (Kharagpur) ................................................................................................................................. 17 Fig. 2.15 - Gerador de impulsos por transistor hibrido e aspecto da corrente modelada (Kharagpur) ................................................................................................................................. 18 Fig. 2.16 - Gerador de potência TRT de resistência variável e aspecto da corrente modelada (Li,2013) ....................................................................................................................................... 18 Fig. 2.17 - Gerador de potência TCT de capacitância variável e aspecto da corrente modelada (Li,2013) ....................................................................................................................................... 19 Fig. 2.18 - Gerador de corrente de resistência programável via FPGA (Tsai,2007) .................... 19 Fig. 2.19 - Representação gráfica dos parâmetros controlados e descargas realizadas: (a)Impulso rectangular; (b)Impulso trapezóidal; (c)Impulso de primeira ordem (Tsai,2007)....................... 20 Fig. 2.20 - Taxa de remoção de material em função da inclinação do aumento de corrente: (a) Aço SK11; (b) Tungsténio (Tsai,2007) .......................................................................................... 21 Fig. 2.21 - Taxa de remoção de material em função do tempo de subida de corrente: (a) Aço SK11; (b) Tungsténio (Tsai,2007) ................................................................................................. 22 Fig. 2.22 - Taxa de desgaste de material em função do tempo de subida de corrente: (a) Aço SK11; (b) Tungsténio (Tsai,2007) ................................................................................................. 22 Fig. 2.23 - (a) Diâmetro e (b) Profundidade da cratera em função da energia da descarga para Aço AISI 4140 (Yeo,2007) ............................................................................................................ 23 Fig. 2.24 - Distribuição Gaussiana de temperatura (Khan,2011) ................................................ 24 Fig. 2.25 - Máscara de termopares depositados por fotolitografia num disco de Niquel (Saxena et al, 2014) .................................................................................................................................. 25 Fig. 2.26 - Descarga no centro do disco de Niquel e variações temporal e espacial da temperatura registadas (Saxena et al,2014) .................................................................................................... 25 Fig. 2.27 - (a) Esquema simplificado do aparato experimental utilizado por Natsu (Natsu et al,2006) (b) Distribuição espacial de temperatura entre eléctrodos durante a descarga(Natsu et al, 2006) ...................................................................................................................................... 26 Fig. 2.28 - Simplificação assumida na investigação do comportamento do canal de plasma (Shankar,1997)……………………………………………………………………………………… ................................. 26
VIII
Fig. 2.29 - Aumento do canal de plasma em função do gap e o tempo de descarga: (a)6.5A; (b) 3.5A ............................................................................................................................................. 27 Fig. 2.30 - Perfil da evolução da densidade electrónica de numa descarga (12A, 50μs,) (Descoeudres,2007) (b)Linhas isotérmicas do canal plasma durante uma descarga (Shankar,1997)…………………………………………………………………………. .............................................. 27 Fig. 2.31 - Temperatura do canal de plasma em função da condutividade entre eléctrodos (Marafona & Chousal,2006)…………………………………………………………………………………………………….28 Fig. 3.1 - Estrutura em pórtico (Gaspar, 2010) (b) Cadeia cinemática eixo Z (Bragança, 2013)………………………………………………………………………………………………………………………………………31 Fig. 3.2 - Esquema funcional simplificado da máquina remodelada........................................... 32 Fig. 3.3 - Fonte de potência (Gaspar,2010) ................................................................................. 33 Fig. 3.4 - Circuito de transistor e sinal gerado pela abertura do Mosfet (Gaspar,2010) ............ 33 Fig. 3.5 - Circuito RC e sinal gerado (Gaspar, 2010) .................................................................... 34 Fig. 3.6 - Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente e sinal gerado (Gaspar,2010) ..................................................................................................................................................... 34 Fig. 3.7 - Circuito modelador de corrente simplificado ............................................................... 35 Fig. 3.8 - (a) Sinal representativo da descarga sinérgica Rt + Rv(b) Taxas de corrente: vermelha-positiva; azul-negativa; amarela-nula………………………….. ............................................................ 36 Fig. 3.9 - (a) Equipamento de emissão de raios UV (b) Acondicionamento do conjunto placa-máscara ....................................................................................................................................... 37 Fig. 3.10 - (a) Placa sintetizada por raios UV (b) Placa marcada através de transferência térmica………………………………………………………………….................................................................... 38 Fig. 3.11 - Placa das fontes de alimentação dos diferentes circuitos desenvolvida no EAGLE ... 39 Fig. 3.12 - Montagem dos constituintes na caixa……………………………………………………………………..40
Fig. 3.13 - (a) identação; (b) marcação dos sectores onde se iriam realizar as descargas; (c) método de medição do diâmetro médio da cratera erodida ..................................................... 41 Fig. 3.14 - (a)Mesa de medição de coordenadas (b) Sensor MG35 STILSA …………………………………42
Fig. 4.1 - Processo de modelação de corrente sem formação de plasma; corrente – linha roxa; controlo BJT – linha amarela; controlo Mosfet – linha azul; Id= 20 A; tempo de de impulso = 1ms; 200V……………………………………………………………………………………………………………………………………….46
Fig. 4.2 - Diâmetro da cratera VS Tempo de impulso para Aço (Id = 4A); Polaridade inversa…..48
Fig. 4.3 - Diâmetro da cratera VS tempo de impulso (Id = 4A) aproximado às descargas de curta duração; Polaridade inversa……………………………………………………………………………………………………49 Fig. 4.4 - Diâmetro da cratera VS tempo de impulso (Id=10A) em Aço e Titânio; Polaridade inversa……………………………………………………………………………………………………………………………………50 Fig. 4.5 - Diâmetro da cratera VS tempo de descarga (Id=4A) para diferentes taxas de descarga; Polaridade inversa………………………………………………………………………………………………………………….51 Fig. 4.6 - Diâmetro da cratera VS tempo de descarga (Id=4A) aproximado às descargas de menor duração; Polaridade inversa……………………………………………………………………………………………………52 Fig. 4.7 - Diâmetro da cratera VS Tempo de descarga (Id=10A) em Aço e Titânio; Polaridade inversa……………………………………………………………………………………………………………………………………54 Fig. 4.8 - Diâmetro da cratera VS Intensidade de corrente; Polaridade inversa…………………………55 Fig. 4.9 - Diâmetro da cratera VS Intensidade de corrente; tempo de pulso = 100us; Polaridade inversa……………………………………………………………………………………………………………………………………56 Fig. 4.10 - (a) Profundidade média da cratera e (b) Diâmetro médio da cratera; Aço AISI304; Id=10A; Tempo de impulso = 500us; Polaridade inversa (Eléctrodo de Cobre +; Peça de Aço -)..57 Fig. 4.11 - (a) Profundidade média da cratera e (b) Diâmetro médio da cratera; Aço AISI304; Id=10A; Tempo de Impulso=500us; Polaridade directa (Eléctrodo de Cobre -; Peça de Aço +)…57 Fig. 4.12 - Profundidade máxima da cratera; Id = 10A e 6A; taxa nula; Polaridade inversa adaptado de Bragança 2013).………………………………………………………………………………………………….59 Fig. 4.13 - (a) Profundidade média da cratera e (b) Diâmetro médio da cratera; DIN E-Cu58; Id=10A; Tempo de impulso = 500us; Polaridade Inversa (Eléctrodo de Aço -; Peça de Cobre +)..60
IX
Lista de Tabelas
Tab.2.1 - Propriedades dos materiais e índice de resistência à erosão (Tao, 2013) ………………….29 Tab.3.1 - Parâmetros fixos nos ensaios ....................................................................................... 43 Tab.3.2 - Parâmetros variáveis nos ensaios ................................................................................ 43 Tab.4.1 - Comparação da qualidade de resposta a diferentes correntes para o mesmo tempo de pulso e taxa positiva ............................................................................................................... 45 Tab. 4.2 - Pulsos a taxa negativa para 10A e diferentes tempos de impulso ............................. 46 Tab. 4.3 - Crateras em Aço e Titânio para diferentes taxas ........................................................ 47 Tab. 4.4 - Crateras obtidas à taxa negativa para as diferentes polaridades ensaiadas……………..59
1
CAPITULO 1 - INTRODUÇÃO
Os primeiros dispositivos de electroerosão surgiram durante a Primeira e Segunda
Guerra Mundial. No entanto, devido ao fraco desenvolvimento desta tecnologia e ao seu difícil
manuseamento durante este período, estes aparelhos eram dedicados à reparação de peças de
alto valor cujo fabrico era assegurado por métodos convencionais.
Os primeiros estudos relativos à remoção de material recorrendo a descarga eléctrica
surgiram apenas em 1770 pela mão do físico Joseph Priestley, no entanto foi em 1943 que os
cientistas Boris e Natalya Lazarenko reconheceram as potencialidades desta tecnologia
introduzindo assim várias melhorias ao processo. O desenvolvimento do circuito RC, ainda hoje
utilizado nos equipamentos mais recentes, permitiu o controlo assegurado do tempo de descarga
com alguma precisão. Juntamente com a incorporação de um mecanismo de servo motor foi
possível controlar a distância eléctrodo – peça tornando assim a electroerosão um processo de
fabrico preciso e com resultados consistentes.
Os desenvolvimentos seguintes basearam-se no circuito de potência. Recorrendo a
tubos de vácuo foi possível criar descargas controladas a correntes mais elevadas, no entanto
foi com o surgimento do transístor que se tornou possível controlar o tempo de descarga e o
valor de corrente do processo. Estes aspectos tornaram a electroerosão num processo de fabrico
de precisão elevada e com a possibilidade de processamento de materiais metálicos
endurecidos, consolidando assim a tecnologia no meio industrial.
Este processo tem forte aplicação na área de micro fabrico devido à ausência de contacto
entre ferramenta e peça, no entanto a baixa taxa de remoção de material, o fraco acabamento
superficial (comparativamente com maquinagem electroquimica) e a existência de zonas
termicamente afectadas são algumas das desvantagens em relação a tecnologias concorrentes.
Por estes motivos, os maiores desenvolvimentos e estudos realizados recentemente são focados
na área da microelectroerosão.
No Capitulo 2 serão abordados os conceitos teóricos que irão permitir compreender as
motivações deste trabalho. De seguida, no Capitulo 3 será descriminado todo o aparato
experimental utilizado na realização dos ensaios deste trabalho bem como as remodelações
efectuadas no equipamento. Neste capítulo irá ser abordado igualmente a planificação do plano
de ensaios.
No Capitulo 4 serão expostos os resultados dos ensaios bem como a discussão destes
procurando compreender a influência dos diferentes parâmetros na descarga e na superfície
erodida. No Capitulo 5 irão ser apresentadas as conclusões finalizando com o Capitulo 6 onde
serão mencionados os dados bibliográficos e pesquisa que auxiliou na elaboração deste
trabalho.
2
CAPITULO 2 - FUNDAMENTOS TEÓRICOS
A electroerosão ganhou relevo nos últimos anos dada a sua capacidade de maquinar
uma gama variada de materiais sólidos (DiBitonto, 1989). Apesar de se tratar de uma tecnologia
implementada na indústria actual, existe ainda um grande desconhecimento relativamente ao
mecanismo de remoção de material na EDM, nomeadamente no que se refere à influência dos
principais parâmetros operativos do processo.
Neste capítulo analisa-se inicialmente o mecanismo de remoção de material,
posteriormente o processo tecnológico de electroerosão e termina destacando-se a assinatura
eléctrica da descarga.
2.1 Mecanismo de remoção de material
O princípio de funcionamento da electroerosão à escala macro, baseia-se no mecanismo
termo-eléctrico que ocorre numa descarga através de um meio dieléctrico de modo a fornecer
calor à superfície da peça a maquinar (Mahendran,2010). Sendo basicamente um processo em
que ocorre a transformação de energia eléctrica em energia térmica as condições (corrente,
diferença de potencial, duração do pulso entre outras) de fornecimento dessa energia são
factores extremamente importantes (Tsai 2007). O campo eléctrico aplicado entre a ferramenta
(eléctrodo) e a peça induz a formação de um canal de plasma que promove a ocorrência de uma
descarga. A principal diferença entre o processo de micro e macroelectroerosão trata-se
precisamente das dimensões (diâmetro e comprimento) deste canal de plasma (Mahendran,
2010).
Nesta tecnologia, não existe contacto entre o eléctrodo e a peça eliminando deste modo
tensões mecânicas, ruído e vibrações normalmente associadas às técnicas de maquinagem
convencionais (Abbas, 2007).
Resultados de estudos nesta área possibilitam afirmar que o processo de remoção de
material ocorre em cinco etapas: a) pré-ionização, que ocorre durante a aplicação da diferença
de potencial entre o eléctrodo e a peça; b) ionização, que conduz à disrupção do meio dieléctrico
criando um canal de plasma; c) descarga eléctrica, através da qual é promovido o principal
contributo para o aquecimento, a fusão e a evaporação do material da peça; d) interrupção da
descarga, com o colapso do plasma e remoção do material fundido, e por fim, e) pós-descarga,
onde ocorre a solidificação da superfície dos eléctrodos e são repostas as condições iniciais
através da lavagem das partículas erodida pelo dieléctrico. Estas diferentes fases podem ser
constatadas na Figura 2.1 através da evolução simultânea da corrente e da tensão eléctrica,
entre eléctrodos, em função do tempo de interacção plasma-sólido.
3
Fig. 2.1 - Diferentes fases do processo de remoção de material (Amorim et al, 2004)
A principal diferença entre descargas em meio gasoso e descargas em líquidos trata-se
simplesmente da densidade do meio. A maior densidade dos líquidos dificulta a disrupção do
meio sendo necessário um campo eléctrico mais intenso nestes casos (Descoeudres, 2006).
De acordo com Descoeudres (2006), é possível distinguir três fases no processo de
formação de uma descarga eléctrica: i) Iniciação ou ionização, ii) Formação e propagação do
streamer e iii) Estabelecimento de ligação entre eléctrodos.
2.1.1 - Pré-ionização e ionização
O mecanismo de remoção de material por EDM tem inicio quando estabelecida uma
diferença de potencial entre eléctrodos cujo valor se aproxima à resistência dieléctrica do meio,
iniciando a formação e o crescimento de um canal condutor (ou bolha) designado por flâmula
(streamer) (Fig.2.2). A consolidação da flâmula desenvolve-se em três fases distintas: i) a
iniciação e a nucleação da avalanche, ii) a propagação do streamer, e iii) o estabelecimento da
ligação entre eléctrodos.
A polarização rápida do meio dieléctrico originada nas protuberâncias do eléctrodo
emissor (local com desequilíbrio de cargas mais acentuado), juntamente com os electrões livres
do liquido dieléctrico formam as condições ideais para o inicio da flamula. A polarização promove
o deslocamento das cargas existentes no fluido. Devido à transformação da energia cinética em
energia calorifica resultante da colisão entre estas cargas e as partículas neutras do líquido,
ocorre um aumento acentuado de pressão e temperatura promovendo deste modo a formação e
crescimento de uma bolha no fluido dieléctrico.
4
De acordo com a física de plasmas, um electrão que se desloca sob a acção de um
campo eléctrico adquire energia cinética num determinado instante. Caso essa energia seja
superior ao potencial de ionização do gás, pode ocorrer uma colisão com um átomo ou molécula
neutra promovendo assim uma ionização. Este fenómeno é quantificado pelo coeficiente α de
Townsend. Para quantificar a porção dos electrões livres que é perdida por agregação é utilizado
o coeficiente η, que indica o número de agregações por centímetro ao longo de um campo
eléctrico uniforme. Ambos os coeficientes dependem do campo eléctrico e da densidade do meio
dieléctrico. Para uma diferença α – η > 0 ocorre um aumento exponencial de electrões, resultando
por isso uma avalanche inicial de electrões (Fig 2.2). No entanto, se α – η < 0 a descarga eléctrica
extingue-se devido à redução do número de electrões.
O campo eléctrico é inferior ao campo eléctrico aplicado uma vez que existe um equilíbrio
entre cargas positivas e negativas. No entanto a neutralidade do plasma não impede a formação
de um campo auto-induzido resultante da oposição de movimento entre electrões e aniões. Para
além da tensão e corrente aplicada no processo, este campo é influenciado por condições
geométricas (geometria do eléctrodo e/ou da peça, por exemplo) e por fenómenos de radiação
e difusão, condicionando deste modo as propriedades e a propagação da flâmula. Do mesmo
modo, os detritos e outros elementos que se encontram no líquido dieléctrico, acelerados pelo
campo eléctrico, colidem com os elementos neutros contribuem igualmente para a formação da
flâmula. A localização aleatória desses elementos promove a substituição da bolha única pela
formação de novas frentes da avalanche (filamentação) e consequentemente novas bolhas à
frente das precedentes.
Em μEDM, devido a folgas reduzidas entre eléctrodos (gap) e tensões moderadas,
formam-se tipicamente flâmulas positivas. A avalanche secundária de electrões não cresce e o
campo não é suficientemente intenso para criar uma zona ionizada antes que esta atinja o ânodo.
Neste caso a flâmula inicia-se no ânodo e cresce em direcção ao cátodo. Geralmente, apenas
ocorre formação de flâmulas negativas quando são usados gaps altos e/ou tensões mais
elevadas. Assim, a avalanche inicial de electrões cresce em dimensões consideráveis antes de
alcançar o ânodo.
Quando o valor do campo auto-induzido atinge o do campo aplicado ocorre a transição
entre a avalanche e a propagação da flamula. No momento em que a flâmula alcança o outro
eléctrodo, existe a propagação de uma frente ionizada (flâmula secundária ou camada dupla) no
sentido contrário estendendo-se até ao eléctrodo inicial com uma reorganização do campo
eléctrico que ocorre ao longo da flamula original com uma velocidade na ordem da velocidade
da luz. Deste fenómeno resultam dois canais condutores estáveis em série no resíduo do canal
da flamula primária. Estes canais duplos separam regiões adjacentes de plasma com
características físicas diferentes acelerando tanto os iões como os electrões. A quase
neutralidade de um plasma requer que as correntes se fechem em si mesmas em circuitos
eléctricos.
Na flâmula secundária ocorre o aquecimento do canal devido ao coeficiente de ionização
negativo (dissipação de energia). Assim, ocorre a expansão do campo eléctrico na região
5
contígua aos eléctrodos completando a disrupção do meio eléctrico e o estabelecimento de um
canal condutor. Durante o processo ocorre a emissão de luz devido à extinção radiativa,
observável visualmente. Consoante os diferentes constituintes do plasma (dieléctrico, materiais
constituintes dos eléctrodos, impurezas) esses processos emitem luz num espectro
característico. (Fig. 2.2)
Fig. 2.2 - Disrupção do meio e propagação do streamer: (a) avalanche primária de electrões; (b) streamer positivo; (c) streamer negativo (Descoeudres,2006)
2.1.2 - Descarga eléctrica
Devido à disrupção do meio dieléctrico forma-se um canal de alta condutividade eléctrica.
Estando assim estabelecidas as condições necessárias, ocorre uma descarga eléctrica. Esta
descarga não ocorre num canal definido uma vez que a vizinhança do arco eléctrico se encontra
fortemente ionizada, provocando assim a ramificação da descarga. Simultaneamente, há
emissão de electrões a partir do ânodo que, ao colidir com as partículas neutras M existentes no
seio dieléctrico, se vão dissociar em partículas carregadas positiva (M+) e negativamente (e-).
Estas partículas vão-se dirigir para o ânodo e para o cátodo respectivamente. Ao colidirem com
a peça, a energia cinética dos electrões e dos iões é transformada em energia calorifica
provocando o aquecimento do material. Atingida a fusão e vaporização superficial do material da
peça ocorre a emissão de novos iões ou electrões. Devido ao aumento de temperatura, o líquido
dieléctrico aquece ocorrendo deste modo a vaporização parcial deste. Assim, devido ao aumento
de pressão ao redor do canal de plasma, forma-se uma bolha de vapor sobreaquecido que
aumentará de dimensões até à interrupção da descarga.
A quantidade total de material removido pelo processo de EDM é constituída por
diferentes parcelas. Existe uma pequena quantidade de material que é removido durante a
vaporização (Wong, 2003) sendo que o maior volume de material removido ocorre durante o
colapso do canal de plasma. No entanto, é necessário considerar igualmente a acção mecânica
dos feixes de iões e electrões bem como o efeito do dieléctrico aquando o colapso da bolha de
vapor após a interrupção da descarga.
6
Tendo em conta a menor massa dos electrões comparativamente com os iões M+, é
necessário mencionar alguns aspectos. Quando o tempo de impulso é reduzido, só os electrões
adquirem grandes velocidades. Assim sendo, verifica-se um maior número de colisões no cátodo
(+), sendo neste pólo onde se verifica uma erosão mais acentuada. No entanto, é importante
notar que, para a mesma velocidade de impacto, os iões M+ provocariam a maior libertação de
energia calorifica devido à sua massa consideravelmente superior à dos electrões. Assim, é
possível afirmar que ocorre um maior desgaste no ânodo quando ocorrem descargas com
tempos de impulso de maior duração. No caso de se estar a utilizar polaridade directa
(ferramenta ligada ao polo negativo), a utilização de tempos de descarga maiores, provocaria um
desgaste bastante acentuado do eléctrodo, sendo que, nestes casos, talvez seja mais
interessante a utilização da polaridade inversa (eléctrodo ligado ao polo positivo).
Para entender a interacção plasma-sólido e quantificar de certo modo o volume de
material removido é necessário definir a energia de descarga. A energia de descarga é definida
pela tensão durante a descarga V(t), a intensidade de corrente I(t) e o tempo de descarga ta .
(Eq. 1)
𝑊 = ∫ 𝑉(𝑡)𝐼(𝑡)𝑑𝑡𝑡𝑎
0 [1]
Como o plasma não possui forma ou volume definido, este tenderá a expandir
radialmente entre as superfícies dos eléctrodos. Apesar da expansão simultânea do canal de
plasma, da área de interacção plasma – solido e da bolha de vapor sobreaquecido, a tensão e a
corrente permanecem constantes durante um período de tempo significativo.
2.1.3 - Interrupção da descarga
Nesta fase, a energia indutiva acumulada pelo plasma durante a fase de descarga é
libertada dando assim início à remoção do material da peça. Esta energia indutiva tem origem
na combinação de um elevado número de portadores de carga, cuja perturbação através da
variação rápida de corrente, exerce forças electromagnéticas no material fundido da peça
promovendo assim a sua remoção da cratera. Outro factor que condiciona a remoção de material
trata-se da implosão do canal de plasma cuja elevada pressão, anteriormente aplicada no banho
de fusão de material, termina provocando por esse motivo a sucção desse material da superfície
da peça. Os detritos resultantes solidificam e são arrastados posteriormente pelo líquido
dieléctrico. É ainda necessário referir que terminada a passagem de corrente, a expansão da
bolha que contem gases de alta pressão termina ocorrendo assim o seu colapso, no entanto,
devido à menor capacidade para dissipar por difusão o calor acumulado no vapor sobreaquecido,
este colapso ocorre mais lentamente relativamente à interrupção do canal de plasma. Ainda
assim, mesmo sendo mais lento, o colapso da bolha de vapor contribui parcialmente para a
remoção de material, sendo este aspecto condicionado pelas dimensões que a bolha atinge
durante a descarga.
7
2.1.4 - Pós - descarga
Após o colapso do canal de plasma e da bolha de vapor e retirado o material fundido da
cratera é necessário restabelecer as condições iniciais do processo de modo a efectuar uma
nova descarga. Assim, após o cessamento da descarga, é necessário recorrer a um processo
de lavagem de modo a promover uma remoção eficaz dos detritos resultantes da descarga
anterior. O líquido dieléctrico é particularmente importante nesta etapa uma vez que é ele
responsável pela evacuação das partículas erodidas de modo a evitar curto-circuitos, que
ocorrendo, provocam a marcação da peça ou mesmo a fusão da sua superfície em locais
indesejáveis, comprometendo deste modo o processo de fabrico.
2.2 - Processo Tecnológico de Electroerosão
No processo tecnológico de Electroerosão, com o objectivo de melhorar a qualidade e
velocidade de processamento das peças, é crucial compreender a remoção de material bem
como o desgaste das ferramentas e qualidade das superfícies maquinadas. De seguida são
apresentados os seguintes temas.
2.2.1 - Desgaste
Na maioria dos processos de EDM, o custo do eléctrodo contribui com a maior fatia do
custo total da operação, por este motivo é necessário compreender o mecanismo de desgaste
durante o planeamento do fabrico de um componente por esta via.
A taxa de desgaste do eléctrodo (EWR) é dada pela seguinte relação,
𝐸𝑊𝑅 =𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑟𝑒𝑡𝑖𝑟𝑎𝑑𝑜 𝑑𝑜 𝑒𝑙𝑒𝑐𝑡𝑟𝑜𝑑𝑜
𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎𝑔𝑒𝑚
𝐸𝑊𝑅 =𝐸𝑉𝐵−𝐸𝑉𝐴
𝑀𝑇 [2]
onde EVB e EVA são os volumes do eléctrodo antes e após a maquinagem respectivamente e
MT o tempo total de maquinagem.
Durante a maquinagem, correntes mais elevadas produzem descargas mais energéticas
que por sua vez provocam um aumento do material removido do eléctrodo. No entanto, como irá
ser abordado no próximo ponto, estas descargas promovem igualmente o aumento da taxa de
remoção de material. Por este motivo, é necessário compreender de que maneira a temperatura
influencia o comportamento dos materiais tendo em conta as suas propriedades.
Na sua experiencia, Khan procurou estudar a influência dos parâmetros operativos do
processo utilizando eléctrodos de cobre e bronze para maquinar uma peça alumínio e uma de
8
aço. Foi possível observar um padrão medindo as dimensões dos eléctrodos nas direcções axial
e longitudinal após a maquinagem dos dois materiais.
Fig.2.3 - Desgaste do eléctrodo nas direcções x e y (Khan, 2011)
O desgaste dos eléctrodos na direcção axial é inferior uma vez que existe maior
quantidade de material para dissipar o calor gerado durante a descarga. Em contraste, a direcção
longitudinal é a que apresenta maior desgaste. (Khan,2011)
Fig. 2.4 - Desgaste do electrodo nas direcções x e y em função da corrente, tensão e dos materiais usados (Khan,2011)
Devido à condutividade térmica e temperatura de fusão mais elevada, o eléctrodo de
cobre (≈391W/m.K e ≈1083°C) apresenta menor desgaste em ambas as direcções
comparativamente ao bronze (≈159W/m.K e ≈990°C). Em contraste com o bronze, a alta
condutividade térmica do cobre e a sua elevada temperatura de fusão facilita a absorção do calor
gerado ao mesmo tempo que dificulta a fusão do material, diminuindo desse modo o desgaste
do eléctrodo. De igual modo, verificam-se desgastes mais elevados em ambos os eléctrodos
durante a maquinagem do aço. Durante a maquinagem deste material, o eléctrodo absorve a
9
maior parcela do calor gerado durante a descarga uma vez que o aço apresenta uma
condutividade térmica bastante baixa (≈51.9W/m.K) e uma elevada temperatura de fusão
(≈1523°C) comparativamente ao alumínio (≈227W/m.K e ≈660°C).
Para melhor compreensão do efeito da temperatura no mecanismo de desgaste, é
necessário introduzir uma grandeza denominada taxa de desgaste (WR) que se traduz na
seguinte relação,
𝑊𝑅 =𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑟𝑒𝑚𝑜𝑣𝑖𝑑𝑜 𝑑𝑜 𝑒𝑙𝑒𝑐𝑡𝑟𝑜𝑑𝑜
𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑟𝑒𝑚𝑜𝑣𝑖𝑑𝑜 𝑑𝑎 𝑝𝑒ç𝑎× 100%
𝑊𝑅 =𝐸𝑉𝐵−𝐸𝑉𝐴
𝑊𝑃𝑉𝐵−𝑊𝑃𝑉𝐴× 100% [3]
onde EVB e EVA são o volume do eléctrodo antes e depois da maquinagem respectivamente.
Analogamente, WPVB e WPVA são o volume da peça antes e depois da maquinagem.
Com o aumento da intensidade de corrente gera-se uma descarga mais energética
produzindo mais calor. Este calor dissipa-se mais facilmente na peça dado que esta tem
dimensões consideravelmente superiores às do eléctrodo. Assim, uma vez que o eléctrodo tem
dimensões bastante reduzidas, o calor é acumulado provocando o aumento da temperatura
causando consequentemente um maior desgaste.
Fig. 2.5 - Taxa de desgaste do eléctrodo em função da corrente, tensão e materiais usados (Khan,2011)
Durante a descarga, a quantidade total de calor é absorvida pela peça, eléctrodo,
dieléctrico e componentes da máquina. Nos seus testes, Khan verificou uma maior taxa de
desgaste na maquinagem de alumínio com um eléctrodo de cobre. A elevada condutividade
térmica do cobre (≈391W/m.K) juntamente com a sua elevada temperatura de fusão (≈1083°C)
facilita a transferência de calor e reduz a quantidade de material fundido do eléctrodo. Em
contraste, a baixa temperatura de fusão do alumínio (≈660°C) e a sua elevada capacidade de
absorção de calor (≈227W/m.K) permite uma quantidade elevada de material removido.
Comparativamente com o cobre, o bronze apresenta uma condutividade térmica
(≈159W/m.K) e uma temperatura de fusão (≈990°C) mais baixas justificando assim os desgastes
10
mais acentuados no eléctrodo de bronze durante a maquinagem dos dois materiais (aço e
aluminio).
2.2.2 - Remoção de material
Após o colapso do canal de plasma ocorre a redução da pressão hidroestática do arco
que permite o preenchimento dos espaços vazios por parte do dieléctrico. O material fundido
devido ao aumento de temperatura local é removido deixando assim uma cratera no material
juntamente com alguns fragmentos nas vizinhanças desta. (Shuvra,2003). Um dos factores que
promove a remoção de material é a lavagem após a descarga. Quando a lavagem é eficiente, os
fragmentos de material fundido não aderem à peça diminuindo assim a possibilidade de
ocorrência de arcos eléctricos indesejáveis podendo desse modo comprometer a produção da
peça. De um modo geral, é consensual que os principais factores que influenciam a taxa de
remoção de material são a tensão e a intensidade de corrente.
A remoção de material é expressa pelo quociente entre o volume de material removido
da peça e o tempo de maquinagem,
𝑀𝑅𝑅 =𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑟𝑒𝑚𝑜𝑣𝑖𝑑𝑜 𝑑𝑎 𝑝𝑒ç𝑎
𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎𝑔𝑒𝑚
𝑀𝑅𝑅 =𝑊𝑃𝑉𝐵−𝑊𝑃𝑉𝐴
𝑀𝑇 [4]
onde WPVB e WPVA são os volumes da peça antes e depois da maquinagem respectivamente
e MT o tempo de maquinagem.
Aumentando a corrente é possível aumentar a taxa de remoção de material, no entanto
o desgaste do eléctrodo aumenta igualmente. (Khan,2011)
Fig. 2.5 - Taxa de remoção de material em função da corrente e materiais usados (Khan, 2011)
Para intensidades de corrente baixas a remoção de material é bastante pequena, neste
caso o calor gerado pela descarga não é suficientemente elevado para fundir uma quantidade
11
considerável de material. A grande parcela desta pequena quantidade de calor é absorvida pelo
dieléctrico, eléctrodo e componentes do equipamento restando por esse motivo pouco calor para
fundir o material da peça. No entanto, com o aumento de corrente, a descarga mais energética
produz um aumento considerável da temperatura que permite a remoção de uma maior
quantidade de material.
A baixa condutividade térmica do bronze não permite grande absorção de calor, por esse
motivo, o calor gerado na descarga é praticamente utilizado na sua totalidade na remoção de
material. Neste caso, tendo o alumínio uma baixa temperatura de fusão, o calor gerado pela
descarga funde uma quantidade considerável de material resultando deste modo uma elevada
taxa de remoção de material. Registou-se uma menor taxa de remoção de material no caso da
maquinagem de aço recorrendo a um eléctrodo de cobre. Neste caso, a grande parcela de calor
gerado pela descarga foi absorvido pelo cobre (elevada condutibilidade térmica) sendo que o
restante não foi suficiente para fundir o aço (elevada temperatura de fusão). (Khan, 2011)
2.2.3 - Condição superficial
A qualidade de uma peça maquinada por Electroerosão é avaliada consoante a sua
integridade superficial, caracterizada pela rugosidade, camada branca, fissuras e tensões
térmicas residuais (Lee, 2004). Sendo assim, a importância do estudo da interacção plasma –
material ganha um novo relevo.
Verificou-se, recorrendo à medição de crateras resultantes da maquinagem, que a
tendência da taxa de remoção de material apresentava um comportamento bastante semelhante
à rugosidade da cratera após a descarga variando apenas o tempo de pulso on. (Fig.2.1)
Fig. 2.6 - Taxa de remoção de material e rugosidade superficial em função da corrente e tempo on (Lee,2004)
Observando o gráfico da figura anterior que representa o comportamento da rugosidade
da cratera consoante a duração do tempo on, é possível verificar que existe uma tendência
negativa nas descargas de 4, 8 e 12A iniciada perto do 18μs. Tal fenómeno pode ser explicado
pela expansão do canal de plasma (Lee, 2004). Tendo em consideração os aspectos
mencionados anteriormente, seria expectável que a entrega energética da descarga fosse o
principal factor condicionante da alteração superficial da peça, no entanto, os materiais
12
escolhidos (eléctrodo e peça) e o fluido dieléctrico utilizado são igualmente factores a ter em
conta quando se pretende estudar o efeito da electroerosão na superfície do material a maquinar.
(Ekmekci, 2007)
Após a descarga, a superfície da peça está sujeita a gradientes elevados de temperatura.
O fluido dieléctrico provoca o arrefecimento rápido do material que anteriormente esteve sujeito
a temperaturas bastante elevadas resultantes da descarga. Resultado deste gradiente
acentuado de temperatura, forma-se uma camada superficial de material cristalizado cuja
espessura é influenciada pela densidade energética da descarga (Kumar, 2009). No entanto,
uma descarga feita por Electroerosão afecta igualmente o substracto do material. (Kruth, 1995).
Segundo Kruth, após a descarga, é possível distinguir três camadas com características
diferentes que se sobrepõem ao material base (Fig.2.7).
Fig. 2.7 - Camadas de material formadas após uma descarga erosiva (Kumar et al,2009)
A camada mais superficial é composta pelo material fundido expelido da cratera
juntamente com pequenas quantidades do material do eléctrodo. Devido a uma lavagem ineficaz,
o material em suspensão removido da cratera solidifica na superfície da peça após a descarga,
no entanto, recorrendo a operações posteriores de acabamento, esta camada é facilmente
removida. Ekmekci refere ainda que existe a possibilidade de ocorrer o aprisionamento de gás
durante a solidificação do banho de fusão, originando desse modo bolhas de material solidificado
na superfície da peça. O material que não é removido da cratera e é rapidamente arrefecido pelo
dieléctrico forma a camada seguinte denominada por camada refundida ou branca. Devido à
entrega energética da descarga, este material sofre alterações metalúrgicas e cristalinas
tornando-o bastante frágil e com uma dureza elevada.
A temperatura que se atinge durante a descarga influencia a espessura da camada
branca, sendo que esta apresenta maior espessura quando a intensidade de corrente utilizada é
elevada. De igual modo, são registadas espessuras superiores quando utilizados pulsos de maior
duração.
No caso da maquinagem de um aço, verifica-se que esta camada é essencialmente
formada por material austenítico podendo apresentar igualmente algumas estruturas
martensíticas (Fig 2.8). Assim, devido a estas características metalúrgicas, existe a probabilidade
de ocorrência de micro-fissuras nesta camada que, caso a sua espessura seja elevada ou não
13
seja removida por operações posteriores de acabamento, pode provocar a falha prematura da
peça.
Por fim, a zona termicamente afectada forma a camada em contacto com o material
base. A formação de estruturas colunares martensíticas na interface desta camada com a
camada branca é influenciada pelos parâmetros de descarga. Recorrendo à inspecção
microscópica da secção transversal à descarga foi possível verificar que, por vezes, estas
estruturas penetram na camada branca essencialmente formada por material austenítico. Assim,
a formação da fissura ocorre na interface entre estes dois materiais, propagando-se depois na
direcção da superfície da peça.
Fig. 2.8 - Fissuras na camada branca ( I= 24A, ton=400us, E=240mJ) (Cusanelli, 2004)
De acordo com os pontos anteriores, as descargas atingem temperaturas mais elevadas
(mais energéticas) com o aumento da intensidade de corrente. A probabilidade de formação de
micro fissuras, resultantes de gradientes elevados de temperatura, aumenta consoante o
aumento da intensidade de corrente a que a descarga é realizada. Por outro lado, o tempo On
da descarga também tem um papel importante neste tópico. A temperatura do material atinge
valores elevados quando sujeito a descargas prolongadas mesmo utilizando intensidades de
corrente reduzidas. (Khan,2011)
14
2.3 - Assinatura eléctrica da descarga erosiva
Ao longo dos anos, a comunidade científica procurou estudar os efeitos dos vários
parâmetros operativos envolvidos no processo, tais como a tensão, a intensidade de corrente, o
meio dieléctrico, relacionando-os com a taxa de remoção de material e o desgaste do eléctrodo.
(Shankar, 2007). No entanto, devido à elevada complexidade de fenómenos envolvidos na
electroerosão, a caracterização concreta do canal de plasma ainda não se encontra
perfeitamente estabelecida (Descoeudres, 2007). Assim, a investigação aprofundada do plasma
é bastante importante para compreender o processo de remoção de material melhorando deste
modo as características da superfície maquinada (Natsu, 2004) reduzindo alguns problemas
relacionados com a natureza estocástica do processo de electroerosão (Descoeudres, 2007).
Muitos investigadores consideram a intensidade de corrente constante ao longo do tempo de
descarga. Contudo, o próprio circuito de potência influencia forçosamente a forma como a
corrente é entregue ao processo, pretendendo-se compreender o comportamento do canal de
plasma que, por transferência térmica de energia, influencia a quantidade de material removido
da peça.
2.3.1 - Tipos de descarga
Numa descarga considerada normal, espera-se que ocorra passagem de corrente
através de faísca. O tempo de ionização deverá ser adequado para a formação de um canal de
plasma estável que permita a passagem de corrente.
O gap elevado entre a peça e o eléctrodo não permite que ocorram as condições
necessárias à ionização do meio dieléctrico, tendo em conta os parâmetros utilizados. Assim,
não havendo formação do canal de plasma, não ocorre qualquer tipo de descarga e, por esse
motivo, a descarga em aberto deve ser evitada.
Quando existe contacto entre a peça e o eléctrodo considera-se que ocorreu uma
descarga em curto-circuito. Devido ao gap reduzido (cerca de 10μm), as condições necessárias
para a ionização do dieléctrico e, não havendo formação de um canal de plasma, existe apenas
passagem de corrente entre a peça e o eléctrodo. Ao facilitar a passagem de corrente entre os
elementos, ocorre um aumento local de temperatura por efeito Joule que não contribui para a
remoção, podendo neste caso ocorrer a soldadura entre o eléctrodo e a peça. Teoricamente, o
valor de tensão é ligeiramente diferente de zero (devido a alguma resistência dos eléctrodos), no
entanto não são atingidos níveis suficientes para a ionização do meio.
Numa descarga em arco não ocorre formação de um canal estável de plasma devido à
deficiente ionização do líquido e por esse motivo não existe patamar de ionização. A tensão,
embora superior ao caso do curto-circuito, não atinge o valor da descarga normal antes da
ocorrência da descarga. Devido ao reduzido gap e/ou ao tempo de desionização curto é
importante assegurar uma lavagem eficaz que, sendo insuficiente, promove a ocorrência deste
tipo de descarga. Neste caso, é usual existirem descargas em locais indesejados da peça.
15
(a) (b) (c) (d)
Fig. 2.9 - Tipos de descarga: (a) Normal; (b) Aberto; (c) Curto-Circuito; (d) Arco
2.3.2 - Circuitos de potência
A eficiência do processo de EDM deve-se particularmente ao tipo de circuito de potência
utilizado para converter corrente alterna num pulso unidirecional de corrente directa de modo a
produzir uma descarga (Shah et al, 2007). Os pulsos utilizados em electroerosão são tipicamente
caracterizados por vários parâmetros eléctricos tais como a tensão em vazio (Vo), a tensão de
trabalho (Vw), a corrente máxima (Io), o intervalo de tempo em que a tensão está a ser aplicada
(ton), o intervalo de tempo em que não existe tensão aplicada (toff) e a polaridade (directa ou
indirecta) (Fig. 2.10). Para além destes factores, os pulsos são igualmente afectados por outros
parâmetros tais como o gap, o meio dieléctrico e o processo de lavagem após a descarga.
Fig. 2.10 - Representação de alguns parâmetros típicos em electroerosão (Kharagpur,2010)
Em electroerosão, a remoção de material é directamente proporcional à quantidade de
energia aplicada durante o tempo on. Esta energia é controlada pela corrente máxima e a
duração do tempo on (Kumar et al.,2009). A utilização de pulsos de maior duração (maior tempo
on) aumenta a quantidade de material fundido. Assim, as crateras resultantes neste caso
apresentam diâmetros e profundidades superiores comparativamente à utilização de pulsos de
menor duração. No entanto, o material fundido expelido da cratera contribui para o aumento da
16
rugosidade da superfície maquinada e, devido ao aumento da transferência térmica para a peça,
a zona termicamente afectada aumenta consideravelmente de espessura (Kumar et al.,2009)
No caso da maquinagem de peças de dimensões consideráveis, recorrendo à
electroerosão convencional, a probabilidade de ocorrência de descargas descontroladas é
bastante elevada. No entanto estas descargas podem não causar qualquer dano na peça uma
vez que estão envolvidas grandes superfícies de trabalho, podendo em alguns casos aumentar
a taxa de remoção de material beneficiando desse modo o tempo de maquinagem. Em contraste,
no caso da micro-electroerosão, estas descargas indesejáveis não podem ser toleradas,
havendo por esse motivo a necessidade de um controlo rígido das tensões e correntes aplicadas
no processo (Shah et al,2007).
Circuito RC
Este circuito, criado pelos cientistas russos Lazarenko, baseia-se no carregamento e
descarga de um condensador ligado a uma fonte de tensão. Após a disrupção do meio, a energia
acumulada no condensador é descarregada sobre a peça sob a forma de faísca. Quando a
energia atingir valores que não permitam sustentar a descarga o condensador volta a carregar
após o colapso do canal de plasma. É possível controlar a corrente manipulando os valores de
resistências e capacidades, no entanto não permite tempos de descarga elevados e os tempos
de impulso e de pausa são difíceis de controlar. A forma das ondas criadas por este circuito
apresentam um aspecto serrilhado representativo do comportamento do condensador. (Fig.2.11)
Fig. 2.11 - Circuito RC (Shah et al, 2007) e tensão acumulada e descarregada pelo condensador (Kharagpur,2010)
Gerador de impulsos rotativos
A onda da tensão é gerada através de um motor gerador de corrente e de um rectificador
que permitem criar uma onda sinusoidal rectificada (Fig.2.12). Apesar de permitir longos e
intensos impulsos e por esse motivo entregas energéticas elevadas, não é possível controlar a
entrega de corrente ao processo.
17
Fig. 2.12 - Gerador de impulsos Rotativos (Shah et al,2007) e onda sinusoidal rectificada (Kharagpur,2010)
Gerador de impulsos por transístor
Com o surgimento do transístor foi possível controlar a potência entregue ao processo
com maior exactidão, permitindo desse modo o maior controlo de tempos on e off (Fig.2.13)
Através da modelação do sinal de entrada é possível controlar o tempo de ionização e a
densidade de corrente do processo condicionando desse modo o comportamento do canal de
plasma, aumentando deste modo a eficácia de fabrico e a qualidade superficial da peça.
O acoplamento dos circuitos integrados a este gerador permitiu controlar os impulsos
na fonte de alimentação e verificar se realmente a energia da descarga é entregue à peça através
do controlo adaptativo do mecanismo de avanço de eléctrodo, tornando possível deste modo o
funcionamento autónomo da máquina.
Este circuito tem sofrido várias evoluções ao longo dos anos, sendo que uma delas trata-
se de um circuito designado de isopulse que permite o controlo de tempo de ionização e mantém
sempre constante o tempo off e o tempo de descarga, aumentando deste modo o número de
descargas bem-sucedidas e consequentemente a taxa de remoção de material, tornando assim
o processo de fabrico mais preditivo e eficaz. (Gaspar, 2010)
Fig. 2.13 - Gerador de impulsos por transístor (Shah et al, 2007) e aspecto da corrente gerada (Kharagpur,2010)
18
Gerador de impulsos por transístor hibrido
Combinando as características dos circuitos RC e impulsos por transístor é possível criar
picos de corrente elevados num espaço de tempo bastante curto. Assim sendo, é possível
modelar a corrente entregue ao processo.
Fig. 2.14 - Gerador de impulsos por transístor hibrido e aspecto da corrente modelada (Kharagpur,2010)
Gerador de potência TRT e TCT
Recentemente, de modo a possibilitar um maior controlo da entrega energética durante
a descarga, foram desenvolvidos circuitos que conjugam a acção de dois transístores com o
princípio de descarga convencional RC. Recorrendo a uma montagem composta por várias
resistências e interruptores (TRT), é possível controlar a resistência do circuito de potência e,
desse modo, a forma da onda que condiciona a entrega de energia ao processo.
Fig. 2.15 - Gerador de potência TRT de resistência variável e aspecto da corrente modelada (Li,2013)
Tendo o transístor T2 uma frequência de activação cinco vezes superior ao transístor T1,
é possível realizar descargas semelhantes à mostrada na figura acima. (Li, 2013) (Fig.2.15)
Este circuito permite realizar descargas a altas frequências e com correntes elevadas,
conjugando os benefícios das descargas a baixas frequências, caracterizadas por uma elevada
taxa de remoção de material, com as altas frequências caracterizadas por uma remoção
controlada de material fundido da cratera. Para frequências elevadas, a quantidade de material
19
expelido da cratera diminui. Assim, a qualidade superficial da peça aumenta consideravelmente
devido à diminuição da quantidade de material re-solidificado. No entanto, devido às frequências
elevadas do T2 não é possível atingir uma qualidade superficial elevada. (Li, 2013)
Composto por um conjunto de condensadores e interruptores, o funcionamento do
circuito TCT é em tudo semelhante ao TRT. O carregamento dos condensadores é controlado
pelo transístor T1 cuja frequência é cinco vezes superior ao transístor T2 que controla a descarga
desses mesmos condensadores. (Fig. 2.16)
Fig. 2.16 - Gerador de potência TCT de capacitância variável e aspecto da corrente modelada (Li,2013)
Apesar de ser possível realizar descargas com correntes elevadas, a entrega energética
no processo encontra-se sempre limitada devido ao elevado tempo on e elevada corrente
máxima, (Li, 2013) tornando este circuito inadequado em processos que exijam um maior
controlo da quantidade de material removido da cratera.
Gerador de corrente programável (Tsai, 2007)
Recorrendo a uma placa FPGA controlada a partir de um computador foi possível
accionar um sistema de interruptores acoplado a um conjunto de 16 resistências iguais. A
corrente de descarga é condicionada pelas resistências que são activadas pela placa FPGA.
(Fig.2.17)
Fig. 2.17 - Gerador de corrente de resistência programável via FPGA (Tsai,2007)
20
A grande vantagem deste gerador trata-se do simples facto de ser possível controlar a
entrega da corrente no processo. Para um impulso rectangular a corrente é mantida constante
durante o tempo de descarga, no entanto é possível realizar uma entrega gradual constante de
corrente até esta atingir o valor máximo realizando uma descarga com uma forma trapezoidal.
Permitindo ainda a realização de descargas convencionais (1ª ordem), este gerador tornou
possível o aprofundamento do estudo da influência da corrente no início da descarga e a forma
como esta é entregue ao processo, contribuindo deste modo para uma melhor compreensão dos
fenómenos que condicionam o desgaste do eléctrodo e a taxa de remoção de material, validando
desse modo modelos matemáticos realizados anteriormente.
2.3.3 - Influência da corrente no processo erosivo.
O processo de remoção de material pelo processo de Electroerosão é um fenómeno
bastante complexo uma vez que é necessário a conjugação de fenómenos electrodinâmicos,
electromagnéticos, termodinâmicos e hidrodinâmicos (Yeo et al,2007). Sendo um processo de
maquinagem que se baseia na transformação de energia eléctrica em energia térmica, as
características da fonte de potência que fornece essa energia eléctrica são bastante importantes.
Nestes últimos anos, vários investigadores procuraram estudar o efeito da forma como
a corrente é entregue ao processo. Recorrendo a uma fonte de potência programável, Tsai
estudou diferentes maneiras de controlar a descarga através da modelação de corrente
(Fig.2.18). Controlando a corrente inicial, o tempo de subida de corrente, a duração do pulso e a
corrente máxima, foi possível modelar a corrente em três formas distintas de impulso:
rectângular, trapezoidal e impulso de 1ª ordem. (Fig. 2.18)
(a) (b) (c)
Fig. 2.18 - Representação gráfica dos parâmetros controlados e descargas realizadas: (a)Impulso rectangular; (b)Impulso trapezóidal; (c)Impulso de primeira ordem (Tsai,2007)
21
Para uma descarga rectangular, a corrente máxima é mantida durante a duração do
pulso, sendo o tempo de subida de corrente practicamente nulo. Se a corrente for incrementada
constantemente até esta atingir o valor máximo, é possível realizar uma descarga trapezoidal. A
descarga de 1ª ordem tem as características de uma descarga considerada normal em que a
corrente aumenta gradualmente até ser atingido o valor máximo.
Nos seus ensaios, Tsai utilizou um eléctrodo de cobre para realizar descargas em
tungsténio e num aço variando alguns parâmetros, tais como a intensidade de corrente inicial, o
tempo de subida de corrente e o declive da subida gradual de corrente, e fixando a corrente
máxima, a tensão em vazio, o tempo off e o tempo de pulso.
Verificou-se que a corrente inicial conjugada com o tempo de subida de corrente
influencia bastante a remoção de material. O maior aumento de material removido foi registado
utilizando descargas rectangulares uma vez que a corrente inicial é igual à máxima e o tempo de
subida dessa mesma corrente é bastante reduzido. No entanto, apesar do aumento da taxa de
remoção de material nesta situação, o desgaste aumenta igualmente. Utilizando uma descarga
trapezoidal com uma corrente inicial reduzida e um tempo de subida longo é possivel reduzir
bastante o desgaste, no entanto a quantidade de material removido também diminui.
Comparativamente com uma descarga rectangular, a descarga trapezoidal reduz
significativamente a densidade energética devido precisamente ao longo tempo de subida de
corrente e baixa intensidade de corrente inicial. No entanto, nestes casos, a probabilidade de
ocorrência de descargas em arco aumenta (Tsai, 2007). Tsai concluiu ainda que, para materiais
com elevada temperatura de fusão tal como o tungsténio, é mais benéfica a utilização de
impulsos não trapezoidais de corrente inicial elevada. Ao realizar descargas de impulso de 1ª
ordem verificou que o desgaste diminuiu cerca de 30% registando a mesma taxa de remoção de
material da descarga rectangular.
(a) (b)
Fig. 2.19 - Taxa de remoção de material em função da inclinação do aumento de corrente: (a) Aço SK11; (b) Tungsténio (Tsai,2007)
22
(a) (b)
Fig. 2.20 - Taxa de remoção de material em função do tempo de subida de corrente: (a) Aço SK11; (b) Tungsténio (Tsai,2007)
(a) (b)
Fig. 2.21 - Taxa de desgaste de material em função do tempo de subida de corrente: (a) Aço SK11; (b) Tungsténio (Tsai,2007)
Pela observação dos gráficos das figuras acima (Fig. 2.19, 2.20 e 2.21) é possível afirmar
que na maquinagem de materiais de elevada temperatura de fusão tais como o tungsténio, a
utilização de ondas de forma trapezoidal não é muito benéfica uma vez que apresenta menores
taxas de remoção de material. A aplicação de uma corrente inicial na descarga (descargas
rectangulares e de 1ª ordem) auxilia no aumento de temperatura provocando desse modo a fusão
de uma maior quantidade de material. Assim, é possível que exista uma condição óptima de
forma de impulso para cada tipo de material.
A outra abordagem utilizada no estudo da influência da descarga no processo de
remoção de material baseia-se na formulação de modelos computacionais. Após o
desenvolvimento desses modelos, os investigadores procuram a sua validação através de vários
ensaios experimentais. Utilizando algumas simplificações no seu modelo, Yeo (2007) procurou
estudar a influência da densidade energética do canal de plasma sobre o material quantificando
o diâmetro e a profundidade da cratera em ensaios de mono-descarga. Utilizando um eléctrodo
de tungsténio e uma liga de aço (AISI 4140) como peça, Yeo realizou ensaios de mono-descarga
utilizando diferentes densidades energéticas e polaridades registando a quantidade de material
removida no aço.
Em linha com as conclusões dos ensaios experimentais levados a cabo por Tsai, o
diâmetro e a profundidade da cratera aumentam com o aumento da densidade energética. Após
23
a realização dos ensaios, Yeo verificou ainda que as crateras mais profundas e de maior diâmetro
eram atingidas utilizando a polaridade directa (Aço como ânodo) utilizando a mesma entrega
energética. (Fig. 2.22).
Fig. 2.22 - (a) Diâmetro e (b) Profundidade da cratera em função da energia da descarga para Aço AISI 4140 (Yeo,2007)
A influência da entrega energética da descarga não condiciona simplesmente o diâmetro
e a profundidade da cratera. Devido aos gradientes de temperatura, após a descarga, o material
altera a sua composição na vizinhança desta, surgindo uma camada superficial de material
enriquecido em carbono (camada branca) seguida de uma zona termicamente afectada. Durante
a maquinagem de micro-furos, verificou-se que a espessura total dessas camadas de material
permanecia inalterada com a variação da forma da descarga, sendo que o principal factor
condicionante da espessura dessas camadas trata-se simplesmente da entrega energética da
descarga. No entanto verificou-se que a espessura da camada branca é bastante afectada pela
forma da descarga. (Eckmecki, 2009)
24
2.3.4 - Efeito da temperatura na formação da cratera.
Tendo em conta a ausência de solicitações mecânicas significativas no processo de
electroerosão, é possível considerar que esta tecnologia assenta essencialmente numa acção
térmica na peça a maquinar. No caso da micro-electroerosão o estudo da resposta dos materiais
maquinados é bastante complicado devido a um grande número de constrangimentos, tais como,
o acesso limitado à área da descarga devido à sua dimensão (≈μm), o elevado gradiente
temporal e espacial (comparativamente à electroerosão convencional) nessa mesma área
(≈103°C / ≈102μm), a presença do líquido dieléctrico e a interferência do plasma.
Vários investigadores adoptaram diferentes modelações preditivas da distribuição de
temperatura resultante da descarga do processo. Inicialmente, foi desenvolvido um modelo que
se baseava numa fonte de calor em forma de disco onde os autores assumiram que o aumento
de temperatura ocorria apenas durante o tempo on da descarga e que 50% da energia era
transferida para a peça. Em 1984, Tariq & Pandey desenvolveram um modelo assumindo que o
calor transferido pelo canal de plasma seria realizado apenas por condução e verificaram que
90% da energia total que era transferida para o canal era distribuída igualmente entre a peça e
o eléctrodo. Após vários estudos e publicações, vários autores assumiram que a distribuição
Gaussiana seria o modelo que melhor se adequa à acção do canal de plasma na peça (Marafona
et al, 2006).
Fig. 2.23 - Distribuição Gaussiana de temperatura (Khan,2011)
Para uma distribuição Gaussiana de temperatura, conhecendo qm ( intensidade máxima
do fluxo de calor) e rsp , tem-se:
𝑞𝑓 (𝑅) =4.45 𝑊𝑀𝐼𝑉
𝜋(𝑟𝑠𝑝)2 × 𝑒[−4.5(
𝑅
𝑟𝑠𝑝)
2] [5]
em que qf trata-se do fluxo de calor (W/mm2), WM da fracção de energia utilizada pelo material
(Watt), I a corrente (A), V a tensão (V), R a distancia radial à ao eixo da descarga Z (μm) e rsp o
raio do canal de plasma (μm).
Com a evolução dos termopares, foi possível medir a resposta em tempo real da
temperatura transiente na superfície de uma peça maquinada por micro-EDM ou laser.
25
Depositando os termopares por fotolitografia num disco de Niquel (Fig 2.24), foi possível criar um
substracto sensível às variações de temperatura nesse mesmo local (Saxena et al.,2014). Neste
estudo foram efectuadas mono-descargas com diferentes densidades energéticas no centro de
um disco de Níquel.
Fig. 2.24 - Máscara de termopares depositados por fotolitografia num disco de Niquel (Saxena et al, 2014)
Neste estudo foram efectuadas mono-descargas com diferentes densidades energéticas
no centro do disco de Níquel. Variando a distância entre o centro da cratera e os diferentes
termopares foi possível estudar a resposta transiente da temperatura no processo de
electroerosão. Para as várias descargas, as respostas temporal e espacial dos sensores
colocados junto ao centro do disco foram adquiridas por meio de um osciloscópio e encontram-
se representadas nas figuras seguintes (Fig.2.24)
Fig. 2.24 - Descarga no centro do disco de Niquel e variações temporal e espacial da temperatura registadas (Saxena et al,2014)
Para melhor compreensão do comportamento de uma descarga é necessário
estabelecer ligação com os conhecimentos obtidos na física de plasmas. Utilizando um aparato
experimental que permitia a leitura das variações de fluxo de radiação de um canal de plasma
(Fig.2.25 (a)), Natsu (2004) verificou que a temperatura do canal de plasma é máxima a meia
distância do gap e mínima na superfície do cátodo (Fig 2.25 (b)).
26
(a) (b) Fig. 2.25 – (a) Esquema simplificado do aparato experimental utilizado por Natsu (Natsu et al,2006) (b) Distribuição espacial de temperatura entre eléctrodos durante a descarga (Natsu et al, 2006)
A temperatura atingida na descarga é influenciada pela quantidade de corrente que
atravessa o canal (Natsu,2004), ou seja, a entrega energética será mais acentuada quanto maior
for a corrente que atravessa o canal [1]. Numa descarga normal, após a ionização do meio e a
queda de tensão seria expectável uma entrega de corrente constante. De facto, nos vários
modelos utilizados na investigação do comportamento do canal de plasma, este foi o
comportamento assumido. (P.Shankar, 2007). (Fig. 2.26)
Fig. 2.26 - Simplificação assumida na investigação do comportamento do canal de plasma (Shankar,1997)
Na sua análise em elementos finitos, Shankar realizou descargas com intensidades de
corrente diferentes de modo a estabelecer um padrão de comportamento do canal de plasma.
De acordo com os resultados obtidos, o diâmetro do canal aumenta apresentando ao início uma
geometria aproximadamente cilíndrica. À medida que a descarga se desenvolve essa geometria
perde-se gradualmente uma vez que os diâmetros do canal de plasma aumentam
substancialmente junto à superfície dos eléctrodos em contraste com o diâmetro do canal a meia
distância do gap, mantendo esta geometria até ao fim da descarga.
27
(a) (b)
Fig. 2.27 - Aumento do canal de plasma em função do gap e o tempo de descarga: (a)6.5A; (b) 3.5A (P.Shankar,2007)
Introduzindo o conceito de densidade de corrente é possível fazer uma análise mais
detalhada,
𝐽 = 𝐼𝑆⁄ [6]
onde J é a densidade de corrente [A/m2], I a intensidade de corrente [A] e S a área da secção
[m2].
Observando a figura 2.27 verifica-se que a densidade de corrente varia temporalmente
e espacialmente. Nos primeiros microssegundos, sendo o canal de geometria aproximadamente
cilíndrica, a densidade de corrente é constante ao longo do canal. À medida que a descarga se
desenvolve os diâmetros do canal junto a superfície de ambos os eléctrodos aumenta bastante
e a meia distância do gap o canal estreita, ou seja, a densidade de corrente diminui junto aos
eléctrodos e aumenta a meia distância do gap (Fig. 2.27). É portanto expectável que a
temperatura seja máxima no eixo do canal a meia distância do gap, mínima na periferia do
mesmo e junto à superfície de ambos os eléctrodos (Fig. 2.28 (b)).
(a) (b)
Fig. 2.28 – (a) Perfil da evolução da densidade electrónica de numa descarga (12A, 50μs,) (Descoeudres,2007) (b)Linhas isotérmicas do canal plasma durante uma descarga (Shankar,1997)
A corrente de descarga encontra-se directamente relacionada com as dimensões do canal
de plasma, sendo que este adquire maior diâmetro quanto maior for essa corrente. (Natsu,2004)
28
Sendo assim, faz todo o sentido relacionar os conceitos de modelação de corrente com a
influência térmica do canal de plasma na superfície erodida que, por sua vez, irá condicionar
tanto a remoção de material como o desgaste do eléctrodo. Verificou-se igualmente que a
condutividade eléctrica entre o eléctrodo e a peça afecta a temperatura máxima do canal de
plasma, sendo que esta é mais elevada quanto maior for essa condutividade, tornando desse
modo o efeito Joule como a principal fonte de calor que irá erodir ambos os eléctrodos (Marafona
& Chousal,2005) (Fig. 2.29)
Fig. 2.29 - Temperatura do canal de plasma em função da condutividade entre eléctrodos (Marafona & Chousal,2005)
De acordo com o trabalho realizado por Bragança (2013) é possível afirmar que a
corrente é o principal factor condicionante da dimensão da cratera em contraste com o tempo de
descarga, sendo as crateras com maior diâmetro e profundidade foram registadas em descargas
de maior intensidade de corrente (Eqs 7 e 8)
𝑃𝑟𝑜𝑓𝑢𝑛𝑑𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 = 0.2756𝐼𝑑0.762 × 𝑡𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎
0.3201 [7]
𝐷𝑖â𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 = 24.238𝐼𝑑0.3725 × 𝑡𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎
0.3198 [8]
Bragança realizou descargas entre AISI 304 e E–CU58 a 200V de tensão em vazio,
12μm de gap e água desionizada como dieléctrico variando a intensidade de corrente. Assim,
estas relações ganham especial relevo no capítulo 4 deste trabalho uma vez que serão utilizadas
de modo a iterar possíveis vantagens, do ponto de vista de remoção e desgaste de material, de
descargas não convencionais relativamente a descargas típicas de electroerosão.
De modo a compreender com maior detalhe a remoção para um determinado material
interessa quantificar a facilidade com que esse material é efectivamente erodido. Segundo
Reynaerts (1997) existe uma grandeza que possibilita medir a facilidade de furação de um dado
material sujeito ao processo de electroerosão representada pela seguinte equação,
29
𝐶𝑚 = 𝜆𝑐𝑇𝑚2 [9]
em que λ representa a condutividade térmica, c o calor especifico e T a temperatura de fusão do
material. Os materiais com maior propensão a serem utilizados com eléctrodos ferramenta
apresentam um índice mais elevado. Em contraste, os materiais com tendência a serem
utilizados como peça são representados por um índice de valor inferior. Tendo em conta as
propriedades dos materiais utilizados neste trabalho (Tab. 2.1) (Tao, 2013):
Tab. 2.1 - Propriedades dos materiais e índice de resistência à erosão (Tao, 2013)
AISI 304 Titânio (Grade 1) DIN E-CU58
Temp. Fusão (K) 1430 1670 1084
Cond. Térmica (W(m.K)-1) 401 16 16.2
Calor Esp. (J(Kg.K)-1) 700 520 500
Cm (1011J2 (m.s.kg)-1) 2.81 0.28 0.23
Apesar do índice de resistência à erosão (Cm) não ser compreensivo e o efeito do seu
valor ser discutível, permite uma primeira abordagem de propensão de um determinado material
para eléctrodo ou peça. (Tao, 2013).
Neste trabalho considerou-se a maquinagem por erosão do Titânio (grade1) devido à
importância crescente da sua utilização na indústria actual. Devido à sua aplicação crescente,
nomeadamente na indústria aeronáutica devido ao seu baixo peso, boas propriedades
mecânicas e estabilidade a temperaturas elevadas, o Titânio trata-se de um material bastante
complicado de maquinar utilizando os métodos tradicionais de remoção de material. É ainda um
material bastante dispendioso de maquinar devido ao preço das ferramentas de corte. Deste
modo, a electroerosão tem sido alvo de estudo aprofundado na maquinagem deste material.
(Fonda, 2008)
30
CAPITULO 3 - DESENVOLVIMENTO EXPERIMENTAL
Para a execução deste trabalho remodelou-se o aparato experimental desenvolvido por
Ivo Bragança (2008). Anteriormente, a interacção entre os diferentes módulos era assegurada
por ligações adequadas a fase de desenvolvimento, sendo que surgiu a necessidade de
consolidar o projecto de modo a reduzir anomalias e a melhorar a qualidade das descargas
procurando reduzir impedâncias nos diferentes circuitos. Nesta situação, a qualidade do sinal de
controlo não era assegurada podendo comprometer a descarga do processo bem como a
segurança do utilizador do equipamento visto que a máquina permite realizar descargas
superiores a 200V de tensão em vazio. De modo a colmatar essas falhas recorreu-se à utilização
de placas de circuito impresso (PCB) que, minimizando a ligação por cabos juntamente com a
sua integração numa caixa segura, permitem a redução da impedância do circuito assegurando
uma ligação mais sólida entre componentes e placas
Anteriormente, a utilização do equipamento dependia exclusivamente do conhecimento
do utilizador não havendo um procedimento catalogado. Replicando alguns circuitos constituintes
da máquina em cartas PCB, assegurando a ligação entre estes por meio de conectores de pinos
e colocando estes elementos numa caixa metálica, foi possível criar uma unidade de controlo de
descarga segura para o utilizador. Este layout permitiu ainda a criação de procedimentos
definidos facilitando a utilização do equipamento em trabalhos futuros. Recorrendo a um painel
de interruptores e ao software desenvolvido (Bragança, 2008), o utilizador tem a possibilidade
de optar pelos modos de descarga existentes (Rt – Circuito de transístor, Rv – Circuito de
controlo de taxa de fornecimento de corrente e RC – Circuito de relaxamento) garantindo o
controlo seguro dos parâmetros condicionantes dessa descarga.
Apesar desta reformulação dos elementos de controlo, a parte cinemática do
equipamento encontrava-se num estado que não implicava qualquer reformulação.
3.1 - Aparato experimental e fonte de potência pulsada
Actualmente as máquinas de Electroerosão existentes no mercado encontram-se
dirigidas para o desenvolvimento de peças que, não permitindo um elevado grau de liberdade no
que diz respeito ao controlo dos parâmetros operativos, têm objectivos descentrados da
investigação e do estudo fenomenológico do processo. Grande parte destes equipamentos
restringem as combinações desses mesmos parâmetros, o que torna impraticável a realização
de ensaios de mono-descarga que possibilitam o estudo mais compreensivo da interacção entre
o plasma e sólido. Assim, surgiu a necessidade do desenvolvimento de um equipamento
específico que permitisse não só realizar os ensaios anteriormente mencionados, bem como a
utilização numa vertente industrial de modo a correlacionar os ensaios compreensivos do
processo com a aplicação industrial.
31
A máquina utilizada para a execução dos ensaios trata-se de um equipamento
desenvolvido por Ivo Bragança (2008) na Área Cientifica de Tecnologia Mecânica do Instituto
Superior Técnico. O alumínio utilizado na construção da máquina permitiu beneficiar as
operações de fabrico, montagem e manuseamento e a estrutura em pórtico permite o aumento
da rigidez do conjunto (Fig. 3.1 (a)). De modo a impedir a interferência de vibrações ou qualquer
outra perturbação exterior, esta estrutura foi acoplada a uma base de granito.
(a) (b)
Fig. 3.1 – (a) Estrutura em pórtico (Gaspar, 2010) (b) Cadeia cinemática eixo Z (Bragança, 2013)
A cadeia cinemática da máquina é composta por uma mesa de movimento cruzado, um
eixo de aproximação rápida e outro de precisão. Para controlo do posicionamento da peça
relativamente ao eléctrodo a mesa de movimento cruzado permite a deslocação nos eixos X
(controlado manualmente por um micrómetro) e Y, que por ser mais solicitado, é accionado
através de um micrómetro controlado por um motor DC. Os movimentos verticais (eixo Z) são
assegurados pelo eixo de aproximação rápida, composto por um fuso de recirculação de esferas
e accionado por um motor DC, e um eixo de precisão que permite obter um melhor controlo do
gap. Por esse motivo, este eixo é accionado por um motor de passo com uma resolução de 200
steps/volta que controla um micrómetro com uma relação de 500 μm/volta. (Fig. 3.1 (b))
Apesar de todo este conjunto não carecer de qualquer remodelação, a bucha de aperto
e respectivo suporte apresentavam alguma corrosão resultante de ensaios de maquinagem
electroquimica (tornada possível pela acoplagem de uma bomba de recirculação de fluído
electrolitico) e, por esse motivo, sofreram algumas remodelações.
Tal como mencionado anteriormente, todos os elementos de potência e controlo
encontram-se integrados em placas de circuito impresso. Este equipamento é formado por quatro
tipos principais de circuitos: 1) Circuitos modeladores de sinal que controlam a intensidade de
corrente entregue ao processo; 2) Circuito comutador de segurança que assegura a protecção
entre a parte informática e a de potência; 3) Circuito de potência ao qual se encontram ligados o
eléctrodo e a peça; 4) Circuitos de controlo de motores (passo e DC).
32
Fig. 3.2 - Esquema funcional simplificado da máquina remodelada
Existe uma placa de maiores dimensões onde se encontram alojadas todas as fontes de
tensão necessárias ao funcionamento dos diferentes componentes eléctrónicos. Nesta placa,
através de ligações asseguradas por conectores de pinos, encontram-se os diferentes circuitos
modeladores de sinal de controlo bem como os circuitos de potência e segurança. Esta placa é
igualmente a intermediária entre a placa de aquisição de dados (DAQ) e os circuitos modeladores
de sinal e comutador de segurança. Esta placa permite igualmente a ligação entre estes
diferentes circuitos. (Fig. 3.2)
3.1.1 - Projecto
Para fornecer energia ao processo foi utilizada a rede pública que, através de um
transformador variável, define a tensão em vazio que irá ser utilizada na descarga. Este conjunto
encontra-se ligado a uma ponte rectificadora, que permite a conversão de corrente monofásica
em corrente rectificada, e a um condensador que permite armazenar energia descarregando-a
num curto espaço de tempo. Como medida de segurança, existe um comutador conectado a
uma lâmpada que permite descarregar a energia acumulada no sistema após a execução dos
ensaios. (Fig.3.3)
33
Fig. 3.3 - Fonte de potência (Gaspar,2010)
A máquina, como gerador de impulsos, permite a aplicação em estudo das três variantes
mais comuns: modo de potência por impulso (Rt), o de relaxamento com controlo por transístor
(RC) e uma versão alternativa ao primeiro que permite o controlo da taxa de fornecimento de
corrente (Rv).
Circuito de transístor (Rt)
De modo a controlar o tempo de descarga foi implementado no circuito um Mosfet que,
através da aplicação de uma gama de tensões de controlo, abre ou fecha sendo que é aplicada
a tensão em vazio (controlada pelo transformador variável) ao processo quando o Mosfet tiver
aberto. (Fig. 3.4)
Fig. 3.4 - Circuito de transístor e sinal gerado pela abertura do Mosfet (Gaspar,2010)
Algumas melhorias foram implementadas neste circuito. Existem dois sinais
provenientes da DAQ que podiam ser injectados neste circuito. Um deles controla o Mosfet
quando se pretende que este funcione isoladamente (Circuito Rt) enquanto o outro permite a
utilização sinérgica entre o circuito Rt e o circuito Rv que controla os transístores de potência.
Anteriormente, o sinal entrava no circuito recorrendo a uns terminais de aperto que não sendo
cómodos, acabava por ocupar demasiado tempo necessário. Com a remodelação efectuada, foi
implementado um interruptor de alavanca que permite fazer a comutação entre o sinal que
possibilita o regime Rt isolado e o regime Rt sinérgico com o Rv. A implementação de um
potenciómetro possibilitou o controlo mais simplificado da corrente à qual se pretende fazer a
descarga
34
Circuito de relaxamento (RC)
Este circuito apresenta semelhanças relativamente ao anterior salientando a existência
de um condensador em paralelo com o processo que, consoante a abertura ou fecho do Mosfet
permite a acumulação controlada de energia num curto intervalo de tempo e a descarga de
energia com a assinatura clássica do circuito RC. (Fig. 3.5)
Fig. 3.5 - Circuito Rc e sinal gerado (Gaspar, 2010)
Neste circuito implementou-se um potenciómetro que possibilita um controlo mais
preciso da corrente à qual se pretende fazer a descarga permitindo ao mesmo tempo a
dissipação de alguma energia de modo a garantir a longevidade e bom funcionamento do Mosfet.
Circuito de controlo de taxa de fornecimento decorrente (Rv)
Para existir possibilidade de controlar a taxa de variação da corrente durante a descarga,
logo a acção do plasma sobre o sólido, foi desenvolvido um circuito resistivo variável que, através
de um transístor (accionamento analógico) permite alterar a resistência global do circuito do
processo durante a descarga.
A variação dessa corrente é feita através de um dado sinal de referência, que actuando
sobre o BJT controla a abertura e o fecho deste, tornando possível deste modo o estudo da
influência da taxa de fornecimento de corrente no processo. (Fig. 3.6)
Fig. 3.6- Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente e sinal gerado (Gaspar,2010)
35
O sinal de referência de controlo, proveniente da placa DAQ, é isolado antes de actuar
directamente no BJT. Havendo necessidade de melhorar o sinal, o circuito sofreu uma
reformulação do isolamento utilizado anteriormente. Embora o isolamento galvânico (utilizado
anteriormente) permitisse uma qualidade de sinal bastante satisfatória para um determinado
tempo de ensaio, com a remodelação do circuito, integrou-se um isolamento analógico
(HCNR200) que possibilitou um acréscimo na definição de sinal para qualquer tempo de
descarga. (Fig. 3.7)
Fig. 3.7 - Circuito modelador de corrente simplificado
De modo a aumentar a corrente de entrada no isolamento, uma vez que a DAQ se
encontra limitada a 10mA, utilizou-se uma montagem amplificadora de sinal que possibilitou não
só o referido aumento de corrente como também o aumento de amplitude e linearidade desse
mesmo sinal. À saída do isolamento optou-se pela utilização de duas montagens amplificadoras
em série com três transístores (2n3904) que permitisse uma passagem de corrente até 100mA
para injectar na base do BJT (BUL 59) de controlo. Este último, alimentado por uma fonte isolada,
controla então três BJT (BUL 59) de potência, possibilitando desse modo a passagem de corrente
superior a 20A quando aplicada uma tensão em vazio de 200V ao processo. A integração
potenciómetros nas bases do BJT de controlo e de potência permite um controlo directo da
corrente aplicada à electroerosão tornando possível a execução de descargas inferiores a 25A
para 200V, aumentando desse modo o número de combinações de parâmetros, sendo que a
corrente máxima é atingida apenas quando aplicada a tensão máxima em vazio.
A conjugação entre o circuito de transístor (Tr) e este último permite um aumento
bastante significativo do controlo da corrente que se pretende utilizar na descarga. Os BJT
permitem um controlo eficaz da taxa de fornecimento de corrente durante a descarga, no entanto,
quando são realizadas descargas inferiores a 30μs de duração estes componentes não são
suficientemente rápidos quando se pretende uma queda abrupta de corrente. Recorrendo ao
Mosfet integrado no circuito de transístor é assim possível a interrupção quase instantânea da
passagem de corrente nos tempos pretendidos. Na figura em baixo encontra-se um exemplo do
funcionamento sinérgico entre o Mosfet (Circuito Rt – linha azul) e os transístores de potência
(Circuito Rv- linha amarela) onde a corrente do processo de electroerosão se encontra
representada pela linha roxa. (Fig. 3.8 (a))
36
A concepção deste circuito ganha especial relevância devido ao facto de tornar possível
realizar descargas a diferentes taxas de corrente para qualquer tempo de descarga até 20A,
permitindo desse modo o estudo da sua influência no processo. (Fig. 3.8 (b))
(a) (b) Fig. 3.8 - Sinal representativo da descarga sinérgica Rt + Rv (b)Taxas de corrente: vermelha-positiva; azul-negativa; amarela-nula
3.1.2 - Fabrico das placas de circuito impresso.
Nesta fase do trabalho, dada a dimensão do projecto e alguns constrangimentos
relacionados com dimensões físicas dos próprios circuitos, foram utilizadas diferentes técnicas
no fabrico das placas de circuito impresso. O facto de nunca ter sido realizado algo com este
nível de dificuldade neste campo e não existir um procedimento definido, tornou esta fase do
trabalho bastante morosa uma vez que era necessário garantir uma boa qualidade de impressão
dos circuitos de modo a assegurar o bom funcionamento final do aparato experimental.
No caso das cartas que se conectam à placa de maiores dimensões que contem todas
as fontes de alimentação, optou-se por utilizar a sintetização por raios UV. Depois de imprimir os
circuitos em folha de acetato numa impressora de jacto de tinta, recorrendo a placas
fotossensíveis e ao equipamento emissor de raios UV (Fig.3.9 (a)) foi possível a utilização deste
método com sucesso. As folhas de acetato em contacto com as placas fotossensíveis foram
colocadas dentro de um recipiente para garantir uma incidência uniforme e perpendicular à
superfície dos raios UV. De forma a imobilizar as folhas de acetato durante o processo de
incidência dos raios UV foi colocado um vidro fixo pressionado por molas em cima do conjunto
placa - acetato (Fig.3.9 (b)).
37
(a) (b)
Fig. 3.9 – (a) Equipamento de emissão de raios UV (b) Acondicionamento do conjunto placa-máscara
As folhas de acetato, neste processo, funcionam como máscara que não permitem a
passagem dos raios UV nos locais onde existe tinta. Assim, toda a camada fotossensível das
placas que se encontra em contacto com os raios UV é degradada restando os locais que se
encontram protegidos pela tinta das máscaras. Optou-se por um tempo de incidência de 6
minutos para as cartas de menor dimensão e de 8 minutos para as cartas de maior dimensão.
De modo a retirar a camada de tinta fotossensível degradada pelos raios UV recorreu-
se a uma solução com cerca de 8 a 9 gramas de NaOH (soda cáustica) por litro de água. Agitando
as placas dentro de um recipiente com a referida solução, foi possível revelar as pistas dos
circuitos que se encontravam protegidas pela tinta das folhas de acetato. Nesta fase as placas
não se encontram terminadas uma vez que o cobre contínua presente na totalidade estando
apenas marcadas as pistas dos circuitos com a tinta fotossensível não degradada. De seguida,
as placas foram imersas numa solução de percloreto de ferro cujo objectivo passa por degradar
o cobre que não se encontra protegido pela tinta fotossensível. Neste caso, a tinta fotossensível
forma uma camada protectora que não permite a corrosão do cobre por parte do percloreto de
ferro.
𝐹𝑒𝐶𝑙3 + 𝐶𝑢 → 𝐹𝑒𝐶𝑙2 + 𝐶𝑢𝐶𝑙 [9]
𝐹𝑒𝐶𝑙3 + 𝐶𝑢𝐶𝑙 → 𝐹𝑒𝐶𝑙2 + 𝐶𝑢𝐶𝑙2
Nesta fase é necessário agitar as placas na solução de percloreto de ferro de modo a
acelerar a reacção. Este processo é bastante demorado dada a dimensão das placas e o facto
da camada de cobre ter uma espessura considerável. Degradado o cobre não protegido pela
tinta fotossensível é necessário parar a reacção passando as placas por água durante alguns
segundos terminando desta forma o processo de fabrico. (Fig.3.10 (a))
38
(a) (b)
Fig. 3.10 – (a) Placa sintetizada por raios UV (b) Placa marcada através de transferência térmica
Dadas as grandes dimensões da placa que contem as fontes de potência e as reduzidas
dimensões do equipamento emissor de raios UV, optou-se pela transferência térmica de tinta no
fabrico desta placa. Neste processo é necessário recorrer a uma impressora laser uma vez que
é necessário uma tinta que adquira o estado líquido quando sujeita a uma fonte de calor. No
lugar da folha de acetato, o circuito foi impresso numa folha de papel fotográfico de alto brilho.
Colocando a tinta em contacto com a placa e sujeitando-a a uma fonte de calor de modo a
provocar a sua liquefação, esta adere ao cobre marcando deste modo as pistas do circuito na
placa. Ao retirar a folha de papel fotográfico da placa existe sempre uma camada de papel que
adere à tinta sendo necessária a sua remoção utilizando uma lixa. Após algumas correcções
com a caneta de acetato, necessárias dada a dimensão do circuito, a placa ficou preparada para
o passo seguinte. (Fig. 3.10 (b))
Analogamente aos circuitos de menores dimensões, a placa foi imersa numa solução de
percloreto de ferro de modo a degradar o cobre que não se encontrava coberto pela máscara.
Após a degradação da totalidade do cobre em excesso e de modo a parar a reacção de
oxirredução a placa foi imersa em água durante alguns minutos finalizando desse modo o
processo de fabrico do circuito da fonte de alimentação.
39
3.1.3 - Integração dos módulos
Parte da remodelação da máquina passou pela integração dos circuitos auxiliares ao
circuito de potência em placas de circuito impresso. A utilização de cabos para interligar estes
circuitos aumenta consideravelmente a impedância do sistema, dando origem a maus contactos
e outros erros podendo dessa forma comprometer a qualidade final do sinal antes de este ser
entregue ao circuito de potência. Para desenvolvimento dessas placas de circuito impresso
utilizou-se o programa EAGLE. O objectivo passou por incorporar todas as fontes de potência
auxiliares ao funcionamento dos componentes eléctrónicos numa placa de circuito impresso
principal (aproximadamente do tamanho de uma folha A4), sendo que os diferentes circuitos (Rt,
RC, Rv) se conectariam a essa placa por meio de conectores de pinos (Fig.3.9). Este é um
conceito próximo do qual as máquinas industriais de EDM utilizam.
Fig. 3.11 - Placa das fontes de alimentação dos diferentes circuitos desenvolvida no EAGLE
Nesta placa principal, encontram-se igualmente presentes as fontes de potência dos
controladores dos motores utilizados na parte cinemática da máquina, bem como a ligação com
a fonte de potência do processo de Electroerosão. Todas as ligações entre os diferentes circuitos
encontram-se igualmente nesta mesma placa, eliminando deste modo qualquer ligação feita por
cabos existente anteriormente. À placa principal encontra-se conectada uma placa auxiliar de
interface com o utilizador que permite a selecção do modo de descarga (Rt, RC, Rv), a polaridade
que se pretende usar no processo e o disjuntor para descarregar a energia acumulada no sistema
após a sua utilização. Todos estes componentes foram colocados dentro de uma caixa metálica
com uma porta, pretendendo deste modo garantir a segurança do utilizador da máquina através
do princípio de funcionamento da gaiola de Faraday.
40
Fig. 3.12 - Montagem dos constituintes na caixa
Considerações importantes
Tendo em conta o facto do equipamento necessitar de remodelação seria necessário
tomar algumas decisões que permitissem a consolidação deste projecto iniciado anteriormente
por Ivo de Bragança. Surgiu a preocupação de criar uma máquina robusta e resistente de forma
a aumentar a sua longevidade permitindo desse modo a realização de estudos sólidos a longo
prazo referentes a um processo com aspectos bastante particulares como a electroerosão.
Sendo este um campo que se encontra em constante expansão seria necessário criar um
equipamento que permitisse acompanhar as evoluções dentro da àrea.
Apesar das condicionantes económicas, havendo sempre uma preocupação de evitar
custos elevados, a remodelação do equipamento foi uma melhoria exponencial. Garantindo uma
maior solidez entre módulos indispensáveis ao funcionamento da máquina, foi possivel aumentar
a qualidade dos resultados obtidos em ensaios de descargas de electroerosão, resultando por
isso num equipamento que serve o propósito de investigação. O aumento da modularidade do
equipamento permite assim futuras evoluções que surjam bem como a facilidade de reparação
de eventuais danos em componentes. O objectivo inicial da remodelação centrava-se na
consolidação do equipamento para a realização deste trabalho, no entanto a necessidade de
existir um procedimento operacional intuitivo foi uma preocupação constante no sentido de
facilitar a utilização do equipamento em trabalhos futuros. Possibilitando uma elevada
combinação de diferentes parâmetros, o equipamento tornou-se assim num elemento de elevada
utilidade para uma eventual evolução dentro do campo da micro electroerosão. Esta
remodelação foi um projecto desafiante nomeadamente no que diz respeito à concepção de um
novo circuito modelador de corrente que permitisse alcançar uma melhor definição e liberdade
de controlo dos transistores que condicionam a passagem de corrente, bem como o fabrico das
placas de circuito impresso, uma vez que nunca tinha sido realizado nada desta magnitude nas
41
instalações do IST. A selecção dos componentes integrantes dos diferentes módulos foi
igualmente desafiante na medida que seria necessário garantir a durabilidade do equipamento
bem como a qualidade dos resultados obtidos em ensaios a longo prazo. A integração de um
módulo de refrigeração composto por duas ventoinhas veio igualmente aumentar a garantia de
bons resultados em trabalhos futuros.
3.2 - Avaliação morfológica das crateras
De modo a quantificar e comparar os resultados obtidos experimentalmente, sendo o
diâmetro e profundidade das crateras as caracteristicas em análise neste trabalho, recorreu-se
ao microscópio optico e mesa de medição de coordenadas localizados no laboratório de
Microfabrico do Instituto Superior Técnico.
3.2.1 - Microscópia óptica
Recorrendo ao microscópio óptico localizado no Laboratório de Microfabrico do Instituto
Superior Técnico foi possivel registar e medir com rigor o diâmetro das crateras erodidas. A
aquisição de imagem foi feita de forma directa para o computador através de uma camara
acoplada ao microscópio. Para determinar as dimensões das crateras utilizou-se uma identação
obtida por microdurómetro com dimensões bem definidas como referência. Assim, contando o
número de pixeis da identação sobre a direcção X e Y, foi possivel obter um valor de calibração
μm/pixel para cada uma das lentes utilizadas durante o trabalho.
Realizando gravações nos provetes de teste, foi possivel demarcar uma matriz no
material cujos quadrantes serviram para documentar por sectores as várias descargas realizadas
efectuadas. O procedimento de registo da das crateras baseou-se na medição do diâmetro em
duas direcções aproximadamente perpendiculares que no fundo tornariam possivel calcular um
diâmetro médio da cratera erodida. Utilizando de seguida o factor de conversão mencionado em
cima para cada uma das lentes, foi possivel determinar o diâmetro equivalente das diferentes
crateras. Nos casos especificos em que as descargas apresentavam múltiplas crateras, a leitura
do diâmetro médio foi realizada com base na zona afectada por essa mesma descarga.
(a) (b) (c)
Fig. 3.13 - (a) indentação; (b) marcação dos sectores onde se iriam realizar as descargas; (c) método de medição do diâmetro médio da cratera erodida
42
3.2.2 - Cromatografia confocal.
Sendo necessária a medição da profundidade das crateras erodidas, recorreu-se à mesa
de medição de coordenadas (Fig. 3.13 (a)) localizada no Laboratório de Microfabrico do Instituto
Superior Técnico. O sensor de interferometria de luz branca MG35 da STILSA (Fig. 3.13 (b))
acoplado aos eixos X,Y e Z da mesa permitiu a aquisição directa para o computador através de
um sistema de aquisição de dados.
Devido à geometria irregular das crateras, procurou-se realizar varrimentos de superficie
em várias direcções de modo a obter uma dispersão de resultados que permitisse identificar com
maior clareza a morfologia da cratera.
(a) (b)
Fig. 3.14 – (a) Mesa de medição de coordenadas (b) Sensor MG35 STILSA
3.3 - Definição do plano de ensaios
De modo a estudar a influência da taxa de fornecimento de corrente durante uma
descarga erosiva procurou-se realizar ensaios utilizando um aço com uma elevada aplicação
industrial (AISI 304) e um metal mais nobre, neste caso o Titânio, no sentido de determinar se
existem vantagens na realização de descargas pouco comuns na maquinagem deste material.
Todos estes ensaios realizaram-se recorrendo a um eléctrodo de Cobre com 2mm de diâmetro.
De modo a iterar possíveis vantagens/desvantagens no que diz respeito ao desgaste do
eléctrodo, aquando a utilização de descargas com controlo de taxa de fornecimento de corrente,
foi igualmente utilizada uma placa de cobre e um eléctrodo com 2mm de diâmetro do mesmo
aço mencionado em cima (AISI 304). De modo a facilitar a aquisição de imagens por parte do
microscópio óptico, todas as placas foram polidas permitindo assim uma melhor distinção da
morfologia das crateras. Em todos os ensaios recorreu-se a água desionizada como fluido
dieléctrico para condicionar o canal de plasma.
Fixando alguns parâmetros operativos tais como o gap, polaridade inversa e a tensão
em vazio, o plano de ensaios de mono-descarga consistiu na variação da intensidade de
43
corrente, tempo de impulso e taxa de fornecimento de corrente utilizando o circuito de controlo
de taxa de fornecimento de corrente (Rv). (Tab.3.1 e 3.2)
Tab.3.1 - Parâmetros fixos nos ensaios
Parâmetros fixos
Gap (μm)
Tensão (V) Dieléctrico
12
200
Água desionizada
Tab.3.2 - Parâmetros variáveis nos ensaios
Parâmetros variáveis
Taxa de
fornecimento de
corrente
Tempo de
impulso
ton (μs)
Intensidade de
Corrente Id (A)
Materiais
Polaridade
Positiva,
Negativa 100 a 4000 4 a 20
Aço AISI 304,
Titânio e Cobre
inversa e
directa
No caso do aço, e para efeitos comparativos com os pulsos quadrados típicos da
descarga erosiva, os resultados irão ser analisados tendo em conta as seguintes relações
determinadas por Bragança (2013) [7] [8] para as dimensões das crateras nas condições
referenciadas na tabela 3.1
44
CAPITULO 4 - RESULTADOS E DISCUSSÃO
Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos nos ensaios experimentais deste
trabalho cujo objectivo passa por determinar os efeitos das descargas não convencionais nos
materiais envolvidos e, testando algumas variações de parâmetros, iterar possíveis
vantagens/desvantagens relativamente às descargas típicas pulsadas características do
processo de electroerosão. Tendo em conta a variação de densidade de corrente [6] nestas
descargas, pretende-se analisar o efeito na superfície da peça sendo que, a taxas positivas a
densidade tende a aumentar devido ao aumento do diâmetro do canal de plasma e da corrente
até ao final da descarga, a taxas negativas esta densidade diminui devido à redução desse
diâmetro e corrente. Finalmente, para descargas à taxa nula a densidade tende a reduzir devido
à manutenção do valor da corrente durante o aumento do diâmetro do canal de plasma até ao
final da descarga.
4.1 - Resposta eléctrica da fonte de potência
Tendo como ponto de partida o estudo da influência da taxa de fornecimento de corrente
na descarga no processo de Electroerosão, foi necessário efectuar uma quantidade considerável
de ensaios exploratórios com diferentes parâmetros visto que ia ser utilizado um circuito
totalmente novo com componentes cujo comportamento seria à partida desconhecido consoante
as condições de descarga. A principal dificuldade centrou-se no facto de ser especialmente
complicado o ajuste do sinal injectado nos circuitos (Rt e Rv) de modo a que a resposta destes
resultasse na forma de onda pretendida. Tendo em conta o funcionamento sinérgico entre ambos
os circuitos (Rt e Rv) foi necessário despender bastante tempo na modelação do sinal de ambos
de modo a ser possível realizar a descarga à taxa pretendida. Apesar de ambos os circuitos
oferecerem uma grande liberdade de modelação de sinal, a conjugação dos diferentes factores
tais como o funcionamento do Mosfet, o funcionamento dos transístores e do novo isolamento
óptico instalado (HCNR200) torna o processo de modelação em algo moroso não sendo
imediatamente intuitivo. Verificou-se que o isolamento óptico, apesar de permitir uma elevada
resolução de sinal para pulsos de curta duração, encontra-se limitado a uma gama de tensões
de funcionamento entre 0.8V e o 4V, sendo que satura caso se exceda essa gama ou em caso
contrário não emita sinal abaixo da tensão mais baixa. Para pulsos de curta duração esta gama
de tensões por vezes torna-se limitada, no entanto é suficiente para pulsos de duração superior
a 100μs. Apesar do circuito modelador conseguir atingir um elevado nível de resolução no sinal
que controla a descarga não é adequado para interrupções instantâneas de descarga. Os
transístores (BUL59) utilizados apresentam uma boa resposta a aumentos abruptos de sinal, por
outro lado, não são suficientemente rápidos a encerrar a descarga sendo necessário recorrer ao
Mosfet do circuito Rt para essa função.
No que diz respeito à modelação de pulsos à taxa positiva, surgiu uma dificuldade
relacionada com a acumulação de energia nos componentes antes do início da descarga. Após
45
o tempo de ionização e início da descarga, a energia acumulada nos componentes eléctrónicos
provocam um pico de corrente acentuado comprometendo a forma da onda resultante,
especialmente para descargas de duração reduzida sendo que esse efeito atenua-se à medida
que se aumenta o tempo de descarga. Procurou-se reduzir esse pico de corrente aplicando uma
tensão reduzida no inicio do sinal de controlo dos transístores sem que no entanto baixasse dos
referidos 0.8V. Apesar de ter sido possível atenuar o pico de corrente para descargas de maior
duração, o efeito permaneceu para descargas de duração mais curta. É possível ainda verificar
um aumento desse pico de corrente para descargas a intensidades de corrente mais elevadas
(Tab.4.1).
Tab.4.1 - Comparação da qualidade de resposta a diferentes correntes para o mesmo tempo de impulso e taxa positiva
A modelação dos sinais a taxa negativa foi relativamente simples uma vez que não
existiu a preocupação de anular o pico de corrente inicial, sendo no entanto necessário ter em
conta o declive do sinal injectado para que este não fosse muito acentuado. Caso o declive fosse
bastante acentuado, haveria possibilidade de o canal de plasma instabilizar por não ter corrente
suficiente provocando o seu colapso e, desse modo, ocorreria uma nova ionização e uma nova
descarga. Uma vez que o estudo se centra em ensaios de mono-descarga este efeito é bastante
indesejável. No caso das descargas com maior tempo de impulso foi necessário estabelecer um
patamar practicamente constante no sinal de entrada do circuito modelador para compensar o
efeito de descida da rampa característica da taxa negativa. (Tab.3.4)
Aço; tempo de impulso = 500μs
Taxa Positiva 4A Taxa Positiva 10A
46
Tab. 4.2 - Pulsos a taxa negativa para 10A e diferentes tempos de impulso
Fig. 4.1 - Processo de modelação de corrente sem formação de plasma; corrente – linha roxa; controlo BJT – linha amarela; controlo Mosfet – linha azul; Id= 20 A; tempo de de impulso = 1ms; 200V
Em ambas as taxas é possível verificar a presença de algum ruído na descarga. Durante
a fase de testes sem formação de plasma tal não se verificou o que pode indicar a influência das
flutuações de corrente na estabilidade do canal de plasma. Nas descargas à taxa nula (onde
existe uma entrega constante de corrente), o canal de plasma que se forma é estável pois não
existem flutuações de corrente que promovam o colapso deste. Durante a fase de testes, já com
Aço; 10A
Taxa Negativa
Tempo de impulso = 100μs
Taxa Negativa
Tempo de impulso = 500μs
47
a formação de plasma, por vezes registaram-se colapsos indesejáveis do canal (nas duas taxas)
que provocavam várias descargas uma vez que o meio ionizava logo após estes colapsos. De
certo modo realizavam-se ensaios de multi-descarga que, dentro do âmbito deste trabalho,
seriam indesejáveis. Este aspecto evidencia o carácter delicado do processo de modelação da
descarga. (Fig. 4.1)
4.2 - Morfologia das crateras erodidas
Neste tópico são apresentados os resultados que possibilitam avaliar possíveis
vantagens/ desvantagens das diferentes taxas de descarga quantificando os diâmetros e
profundidades das crateras obtidas em função dos diferentes tempos e intensidades de corrente.
De modo a determinar a quantidade de material removido da cratera é necessário quantificar o
diâmetro e a profundidade dessa cratera no entanto, no caso da microelectroerosão as crateras
apresentam diâmetros bastante superiores relativamente à sua profundidade, desse modo é
possível estimar a quantidade de material removido da cratera considerando apenas o seu
diâmetro médio.
4.2.1 - Breve observação das crateras
Ao realizar várias descargas com diferentes taxas, diferentes intensidades de corrente e
tempos de descarga e após a visualização da superfície erodida com o auxílio do microscópio,
foi possível verificar algumas diferenças relevantes entre o Aço e o Titânio para os mesmos
parâmetros de descarga. (Tab.3.5).
Tab. 4.3 - Crateras em Aço e Titânio para diferentes taxas; Polaridade inversa; Dieléctrico – água desionizada
AISI304; tempo de impulso = 500μs; 10A Titânio (G1); tempo de impulso = 500μs; 10A
Positiva Negativa Positiva Negativa
Lente 10x
Lente 10x
Lente 10x
Lente 10x
Em termos qualitativos verificou-se que as crateras em Titânio apresentam uma definição
bastante melhor comparativamente com as crateras obtidas em aço para as mesmas condições
de descarga.
48
4.2.2 - Tempo de impulso e taxa de fornecimento de corrente
Analisando o gráfico da Fig. 4.2 é possível observar uma tendência crescente do
diâmetro da cratera em função do tempo de impulso para os dois tipos de taxa de fornecimento
de corrente. Tal seria espectável uma vez que, mantida constante a intensidade de corrente e
tensão em vazio (200V) e aumentando o tempo de impulso, a energia de descarga aumenta
igualmente provocando desse modo um aumento da remoção de material. As crateras de maior
diâmetro verificam-se para descargas a taxa positiva.
É possível verificar a influência da corrente inicial da descarga (superior para descargas
a taxa negativa). Para descargas de curta duração, os efeitos da corrente inicial elevada,
característica da taxa negativa, provocam o aumento da remoção de material em contraste com
o aumento gradual da corrente inicial da taxa positiva. Sendo assim, é possível afirmar que a
corrente inicial acentuada da taxa negativa é responsável pela maior parcela de remoção de
material durante a descarga, sendo que a corrente diminui ao longo do tempo. A tendência altera-
se quando se analisa descargas de maior duração (tempo de impulso mais elevado). Ao contrário
das descargas a taxa negativa, as descargas de taxa positiva são caracterizadas por um
aumento gradual da corrente sendo que esta atinge valores máximos no final da descarga, logo
é expectável que a maior parcela de remoção de material ocorra no final da descarga no caso
da taxa positiva. No caso das descargas a taxa negativa a corrente vai perdendo intensidade ao
longo do tempo provocando a diminuição de remoção de material em contraste com a descarga
a taxa positiva. A discrepância entre o material removido no início da descarga é atenuada pelo
pico inicial característico da descarga a taxa positiva. A acumulação de energia nos componentes
eléctrónicos imediatamente antes da ocorrência de descarga tem como consequência a
ocorrência de um pico de corrente que acaba por contribuir para o aumento da remoção de
material atenuando desse modo a diferença entre os diâmetros das crateras obtidos nestas duas
taxas (Fig. 4.3)
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 1000 2000 3000 4000 5000
Diâ
met
ro d
a cr
ater
a (μ
m)
Tempo de impulso (μs)
Taxa Positiva_4A
Taxa Negativa_4A
Fig. 4.2 – Diâmetro da cratera VS Tempo de impulso para Aço (Id = 4A); Polaridade Inversa
49
Fig. 4.3 - Diâmetro da cratera VS tempo de impulso (Id = 4A) aproximado às descargas de curta duração; Polaridade inversa
Esta menor remoção de material característica da taxa positiva pode ainda ser analisada
noutra perspectiva considerando as parcelas de material removido por parte dos electrões e iões.
Tendo em consideração que se utilizou polaridade inversa, quando se analisam as descargas a
taxa negativa observa-se um pico inicial de corrente bastante acentuado, nesta altura os
electrões adquirem aceleração suficiente para se deslocarem em direcção à ferramenta uma vez
que apresentam uma massa bastante mais reduzida que os iões. Pelo caracter de neutralidade
eléctrica do plasma, tendo que existir equilíbrio entre cargas (electrões e iões), os iões tenderão
a deslocar-se na direcção da peça. No entanto, devido à sua massa mais elevada, os iões não
adquirem velocidade suficiente para se deslocarem comprometendo desse modo o número de
colisões com a superfície da peça e, como consequência, a quantidade de material removido da
cratera é menor. No final da descarga a taxa negativa a corrente não apresenta valores
suficientemente elevados prejudicando assim o número de iões que colidem com a peça de modo
a provocar a fusão do material. Por outro lado, aquando da ocorrência de uma descarga a taxa
positiva, os iões contribuem com a parcela mais significativa da remoção de material uma vez
que tiveram tempo suficiente para adquirirem velocidade uma vez que a corrente atinge um valor
máximo no final da descarga.
Aumentando a corrente de descarga verifica-se o mesmo fenómeno, no entanto é
possível afirmar que existe uma tendência para a remoção de material aumentar nas descargas
a taxa positiva. Neste caso, apesar do tempo de descarga curto, a corrente apresenta valores
suficientemente elevados para acelerar os iões de modo a que estes adquiram velocidade.
Assim, o número de iões que colidem com a peça é superior contribuindo desse modo para um
aumento da remoção de material a taxas positivas a partir de um determinado tempo de impulso.
(Fig 4.4)
0
50
100
150
200
250
300
350
0 100 200 300 400 500 600
Diâ
met
ro d
a cr
ater
a (μ
m)
Tempo de impulso (μs)
Taxa Positiva_4A
Taxa Negativa_4A
50
Fig. 4.4 - Diâmetro da cratera VS tempo de impulso (Id=10A) em Aço e Titânio; Polaridade inversa
Ao realizar descargas em Titânio a tendência de aumento do diâmetro da cratera com o
tempo de impulso mantem-se, no entanto verifica-se que a taxa negativa apresenta sempre maior
remoção de material comparativamente com a taxa positiva entre os tempos de impulso em
questão. Existe uma discrepância bastante acentuada nas crateras obtidas a taxas negativas
para o Titânio relativamente às restantes em toda a gama de tempos de impulso testados. Se
analisar a remoção de material para impulsos de 100μs é possível concluir que as diferentes
taxas têm um impacto bastante mais acentuado no Titânio comparativamente com o Aço. O
primeiro aspecto que é possível realçar são as crateras de maior diâmetro obtidas em Titânio
para impulsos próximos dos 100μs utilizando os mesmos parâmetros de descarga (gap, tensão,
corrente, taxa). No entanto, à medida que as descargas se aproximam dos 500μs de tempo de
impulso, o diâmetro das crateras obtidas em Titânio a taxas positivas tendem a aproximar-se dos
valores obtidos no Aço para ambas as taxas.
De acordo com o índice de resistência à erosão [9] seria de esperar que os diâmetros
registados para Aço fossem superiores aos registados no Titânio para os mesmos parâmetros
de descarga, no entanto tal não se verifica. Em contrapartida, não se efectuou uma análise às
profundidades das referidas crateras, ou seja, é possível que as crateras de Titânio sejam menos
profundas que as do Aço, contribuindo de certo modo para a diminuição da taxa de remoção de
material em Titânio validando assim o índice proposto por Reynaert (1997) [9].
100
200
300
400
500
600
700
0 100 200 300 400 500 600
Diâ
met
ro d
a cr
ater
a (μ
m)
Tempo de impulso (μs)
Aço_Taxa Positiva
Titânio_Taxa Positiva
Aço_Taxa Negativa
Titânio_Taxa Negativa
51
4.2.3 - Tempo de descarga e taxa de fornecimento de corrente.
Neste tópico é analisado o efeito erosivo no material em função da taxa de descarga.
Para efeitos de comparação com as descargas típicas de electroerosão será utilizada a relação
[8] determinada por Ivo de Bragança (2013) para descargas pulsadas (taxa nula) nas mesmas
condições.
Fig. 4.5 - Diâmetro da cratera VS tempo de descarga (Id=4A) para diferentes taxas de descarga; Polaridade inversa
À partida evidencia-se uma maior dispersão de valores nos pontos que caracterizam a
distribuição de diâmetros às taxas positiva e negativa. Considerando as características destes
dois regimes é de esperar que tal suceda devido à instabilidade do canal de plasma nestas
descargas. Não sendo completamente ideais, os componentes eléctrónicos injectam ruído no
controlo dos transístores e Mosfet que acabam por amplificar efeitos indesejáveis consoante as
variações do sinal de controlo. (ver ponto 4.1).
Para esta análise foram realizadas descargas entre 100 μs e 4000μs de modo a obter
uma distribuição de resultados abrangente no que diz respeito a tempos de descarga utilizando
uma intensidade de corrente de 4A e polaridade inversa.
Por observação directa da Fig. 4.5 é possível verificar um aumento do diâmetro da
cratera com o aumento do tempo de descarga para qualquer taxa. Fixando o valor da intensidade
de corrente as descargas são mais energéticas para tempos de descarga maiores [1], logo é
expectável que o diâmetro das crateras aumente igualmente. Por esse motivo, esta característica
é comum a todas as taxas de descarga.
Analisando em maior detalhe é possível afirmar que as crateras resultantes de descargas
a taxa positiva apresentam valores superiores comparativamente com as restantes, sendo que
as crateras de menor diâmetro registam-se para descargas a taxa negativa. Esta tendência
permanece inalterada ao longo dos diferentes tipos de impulso testados (100μs, 500μs e 4000μs)
a taxa positiva, facto que pode ser explicado devido ao aumento gradual da corrente até esta
atingir o máximo no final da descarga. Comparativamente com as taxas restantes, a taxa positiva
é caracterizada pela intensidade de corrente máxima no final da descarga dando desse modo
possibilidade dos iões (de maior massa) adquirirem uma velocidade suficientemente elevada
100
200
300
400
500
600
700
800
0 1000 2000 3000 4000 5000
Diâ
met
ro m
édio
da
crat
era
(μm
)
Tempo de descarga (μm)
Taxa Nula_4A
Taxa Negativa_4A
Taxa Positiva_4A
52
provocando desse modo um aumento do número de colisões com a peça, contribuindo assim
para um aumento da remoção de material. Assim sendo, seria expectável que se registassem
diâmetros inferiores para descargas deste tipo comparativamente com as outras taxas para
tempos de descarga mais curtos uma vez que iões não têm tempo suficiente para adquirirem
velocidade, no entanto tal não se verifica. Este facto pode ser explicado pelo pico inicial de
corrente característico das descargas a taxa positiva (Tab 4.1). A ocorrência de um pico inicial
de corrente contribui para uma pré – aceleração dos iões devido ao elevado número de electrões
que migra em direcção à ferramenta. De modo a preservar a neutralidade eléctrica do plasma, o
número de iões deslocados aumenta consoante o aumento de electrões deslocados em direcção
à peça. No período final deste pico inicial os iões perdem velocidade devido à diminuição de
corrente, no entanto inicia-se um novo aumento em rampa até a intensidade atingir o seu máximo
no final da descarga. Durante este aumento gradual os iões (já acelerados) adquirem mais
velocidade promovendo desse modo o aumento do número de deslocações em direcção à
superfície da peça, aumentando assim o número de colisões e consequentemente a quantidade
de material removido da cratera. No entanto, se o tempo de descarga for curto os iões pré –
acelerados não conseguem atingir velocidades suficientemente elevadas para provocar danos
na superfície da peça. Fenómeno semelhante ocorre para taxas negativas onde, apesar do pico
inicial de corrente, os iões não adquirem uma velocidade suficientemente elevada devido à
diminuição gradual da intensidade de corrente até ao final da descarga.
Comparativamente, considerando os ensaios às taxas positiva e nula com tempos de
descarga superiores a 500μs, é possível obter diâmetros de valor superior com menos energia
se a descarga for realizada à taxa positiva [1].
Observando o mesmo gráfico (Fig. 4.5) verifica-se que a taxa nula apresenta uma
evolução intermédia entre as taxas positiva e negativa. No entanto analisando com maior detalhe
as descargas mais curtas observa-se uma alteração da tendência (Fig. 4.6).
Fig. 4.6 – Diâmetro da cratera VS tempo de descarga (Id=4A) aproximado às descargas de menor duração; Polaridade inversa
Perto dos 100μs verifica-se que as crateras obtidas em descargas a taxa negativa
adquirem valores próximos à taxa nula ultrapassando os valores obtidos nas descargas a taxa
100
150
200
250
300
350
400
0 100 200 300 400 500 600
Diâ
met
ro d
a cr
ater
a (μ
m)
Tempo de descarga (μs)
Taxa Nula
Taxa Negativa
Taxa Positiva
53
positiva. À medida que os tempos de descarga reduzem, os diâmetros das crateras diminuem
igualmente (Fig. 4.6). Quando o tempo de descarga é reduzido a quantidade de iões que colide
com a superfície da peça é menor. Noutra perspectiva, considerando descargas inferiores a
300μs verifica-se que os valores dos diâmetros das crateras entre as taxas nula e negativa são
relativamente próximos (Fig. 4.6). Dadas as características estocásticas do processo de
electroerosão é válido afirmar que é possível adquirir crateras da mesma dimensão utilizando
qualquer uma destas ultimas taxas. No entanto, as descargas a taxa negativa ganham vantagem
relativamente às descargas a taxa nula se considerar a entrega energética ao processo [1]. É
possível remover a mesma quantidade de material da peça utilizando menos energia recorrendo
a descargas a taxa negativa. Comparativamente, a taxa nula atinge a intensidade máxima de
corrente logo ao início mantendo esse mesmo valor até ao final da descarga. Em contraste,
considerando a taxa negativa, a corrente diminui até ao final da descarga, contribuindo desse
modo para uma diminuição da energia necessária para remover a mesma quantidade de
material. Desse modo considera-se que o rendimento das descargas a taxa negativa é superior
relativamente a descargas a taxa nula para tempos inferiores a 300μs. Contudo, para uma
escolha mais adequada para o processo, podia-se considerar o rácio desgaste/remoção de
material procurando qual das taxas reduziria mais estes dois parâmetros.
Na região das descargas entre os 400 e os 500μs a taxa nula evidencia-se relativamente
às restantes. Sendo a intensidade de corrente constante (e máxima) neste regime até ao final da
descarga, os iões adquirem velocidade devido ao aumento do número de electrões que se
deslocam em direcção à ferramenta. Assim, existe uma contribuição elevada para a remoção de
material por parte dos iões em contraste com as descargas a taxa negativa.
Pela observação do mesmo gráfico (Fig. 4.5) é possível evidenciar o aspecto
mencionado no ponto anterior (4.3.1) relativamente à menor dimensão do diâmetro das crateras
obtidas à taxa positiva. De ressalvar o facto de estas apresentarem igualmente valores inferiores
às crateras obtidas à taxa nula pelos motivos evidenciados no parágrafo anterior.
Aumentando a intensidade de corrente para 10A verifica-se um aspecto contraditório
para descargas na região dos 100μs em Aço. Seria de esperar que os diâmetros registados em
descargas à taxa positiva fossem inferiores aos obtidos à taxa negativa. A intensidade de
corrente é máxima no final da descarga e os iões, devido à sua massa de valor superior, não
adquirem velocidade suficiente para colidir com a superfície da peça. Uma vez que a intensidade
de corrente é máxima no início da descarga à taxa negativa, seria de esperar que as crateras
obtidas neste regime adquirissem um diâmetro maior. No entanto, devido à acumulação de carga
nos componentes eléctrónicos que compõem os circuitos modeladores e de potência, existe um
pico de corrente acentuado no início da descarga à taxa positiva que corresponde à abertura do
Mosfet de potência (Ponto 3.1.4). Este pico de corrente indesejável (Tab.4.1) contribui para a
aceleração de uma parte dos electrões que, colidindo com a ferramenta, acabam por contribuir
com o aumento do número de iões acelerados (devido à neutralidade eléctrica do plasma). Tal
aspecto não se evidencia a descargas a 4A (Fig. 4.6) no entanto, a acumulação de energia nos
componentes eléctrónicos é maior consoante o aumento da intensidade da corrente,
54
amplificando assim o efeito erosivo indesejável inicial das descargas a taxa positiva. Os
diâmetros registados para tempos a partir dos 200μs à taxa positiva seguem a mesma tendência
observada para as descargas de 4A e que se encontra explicada acima.
Fig. 4.7 - Diâmetro da cratera VS Tempo de descarga (Id=10A) em Aço e Titânio; Polaridade inversa
Aumentando a intensidade de corrente para 10A verifica-se um aspecto contraditório
para descargas na região dos 100μs em Aço. Seria de esperar que os diâmetros registados em
descargas à taxa positiva fossem inferiores aos obtidos à taxa negativa. A intensidade de
corrente é máxima no final da descarga e os iões, devido à sua massa de valor superior, não
adquirem velocidade suficiente para colidir com a superfície da peça. Uma vez que a intensidade
de corrente é máxima no início da descarga à taxa negativa, seria de esperar que as crateras
obtidas neste regime adquirissem um diâmetro maior. No entanto, devido à acumulação de carga
nos componentes eléctrónicos que compõem os circuitos modeladores e de potência, existe um
pico de corrente acentuado no início da descarga à taxa positiva que corresponde à abertura do
Mosfet de potência (Ponto 3.1.4). Este pico de corrente indesejável (Tab.4.1) contribui para a
aceleração de uma parte dos electrões que, colidindo com a ferramenta, acabam por contribuir
com o aumento do número de iões acelerados (devido à neutralidade eléctrica do plasma). Tal
aspecto não se evidencia a descargas a 4A (Fig. 4.6) no entanto, a acumulação de energia nos
componentes eléctrónicos é maior consoante o aumento da intensidade da corrente,
amplificando assim o efeito erosivo indesejável inicial das descargas a taxa positiva. Os
diâmetros registados para tempos a partir dos 200μs à taxa positiva seguem a mesma tendência
observada para as descargas de 4A e que se encontra explicada acima.
Um dos aspectos evidenciados por observação da Fig.4.7 trata-se dos diâmetros de
maior valor registados para descargas em Titânio (evidenciado no ponto anterior). Para o mesmo
tempo de descarga é possível obter uma cratera de maior diâmetro em Titânio relativamente ao
Aço. Assim sendo, para a mesma quantidade de energia utilizada na descarga, registam-se
diâmetros superiores em Titânio às duas taxas.
Uma vez que apenas se realizaram descargas bastante ionizadas (talvez relacionado
com a falta de optimização do gap) no caso do Titânio utilizando a taxa positiva, não é possível
0
100
200
300
400
500
600
700
0 100 200 300 400 500
Diâ
met
ro d
a cr
ater
a (μ
m)
Tempo de descarga (μs)
Aço_Taxa Positiva
Aço_Taxa Negativa
Titânio_Taxa Positiva
Titânio_Taxa Negativa
55
iterar possíveis vantagens deste regime comparativamente com a taxa negativa uma vez que se
regista uma tendência que se aproxima bastante desta ultima a partir das descargas a 200μs.
4.2.4 - Intensidade de corrente e taxa de fornecimento de corrente.
De modo a compreender a influência da intensidade de corrente no processo
seleccionaram-se dois tempos de impulso diferentes (100μs e 500μs) e realizaram-se descargas
em AISI 304 utilizando as taxas positiva e negativa.
Fig. 4.8 - Diâmetro da cratera VS Intensidade de corrente; Polaridade inversa
Observando a Fig. 4.8 é possível compreender vários fenómenos. O primeiro fixa-se
precisamente no facto de existir uma influência acentuada do tempo de impulso da descarga, tal
como se demonstrou nos pontos anteriores. Para as duas taxas, aumentado a Intensidade de
corrente regista-se um aumento do diâmetro das crateras, sucedendo o mesmo quando se
aumenta o tempo de impulso.
Considerando as descargas a 100μs, regista-se uma subida pouco acentuada nos
valores do diâmetro das crateras para ambas as taxas em contraste com as descargas com
maior tempo de impulso (500μs). Apesar do aumento significativo de corrente (aumento da
energia de descarga), os diâmetros das crateras aumentam de forma pouco acentuada em
ambas as taxas. Apesar disso, os diâmetros de valor superior são registados nas descargas à
taxa negativa. Sendo a intensidade de corrente máxima ao início, o número de electrões que
deslocam em direcção à ferramenta é superior e assim, por necessidade de equilíbrio de cargas
no plasma, o número de iões solicitados aumenta igualmente. No entanto estes tendem a não
se deslocar devido à sua massa mais elevada. Apesar disso, a probabilidade de existir
movimento iónico é superior se o número de electrões que se deslocam na direcção da
ferramenta for superior. Nas descargas à taxa positiva, sendo a corrente mínima ao início, o
número de electrões que se desloca é inferior à taxa anterior prejudicando assim o número de
iões que tendem a movimentar-se na direcção da peça, diminuindo assim o número de colisões
e consequentemente a quantidade de material removido da cratera.
100
150
200
250
300
350
400
450
500
2 4 6 8 10 12
Diâ
met
ro d
a cr
ater
a (μ
m)
Intensidade de corrente (A)
Taxa Negativa_100us
Taxa Positiva_100us
Taxa Negativa_500us
Taxa Positiva_500us
56
Com o aumento do tempo de impulso surge o aumento dos diâmetros das crateras, este
resultado é expectável uma vez que se aumenta igualmente o tempo de descarga e
consequentemente a energia (para a mesma intensidade de corrente). (Fig. 4.8)
Para o mesmo tempo de impulso, a corrente tem maior impacto na dimensão da cratera
quanto maior for esse tempo de impulso.
Fig. 4.9 - Diâmetro da cratera VS Intensidade de corrente; tempo de pulso = 100us; Polaridade inversa
Em descargas de curta duração (100μs), o impacto do aumento da corrente é pouco
significativo no diâmetro da cratera, resultando desse modo uma tendência pouco acentuada
antes dos 10A para o mesmo tempo de impulso. Aumentando a corrente entre os 10A e os 20A
regista-se um aumento significativo do diâmetro da cratera. No caso da taxa negativa pode-se
concluir que os 10A de pico de corrente inicial não é suficiente para recrutar um número
significativo de iões, sendo que o número de deslocamentos destes elementos aumenta caso a
corrente seja superior. Uma vez que o tempo de descarga é curto, não permitindo aos iões
adquirirem velocidade suficiente, é necessário um valor de corrente mais acentuado de modo a
promover as deslocações destes elementos aumentando o número de electrões que se
deslocam em direcção da ferramenta. (Fig. 4.9)
Juntamente com o colapso do canal de plasma e da bolha de vapor no final da descarga,
os iões são o principal interveniente no mecanismo de remoção de material no processo sendo
que, a quantidade destes elementos que se desloca em direcção à peça é influenciada pelo
número de electrões que se desloca na direcção contrária (ferramenta) bem como o tempo que
eles dispõem para adquirir velocidade, que será tanto maior quanto maior for o tempo de impulso
(e consequentemente de descarga).
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 5 10 15 20 25
Diâ
mte
ro d
a cr
ater
a (μ
m)
Intensidade de corrente (A)
Taxa Negativa_100u
57
4.2.5 - Remoção de Material/ Desgaste e Polaridade.
Neste tópico aborda-se a quantidade de material removido da cratera de uma forma mais
detalhada através da análise da profundidade das crateras e seu diâmetro. Fixando um tempo
de impulso (500μs) e uma intensidade de corrente (10A), procurou-se compreender a influência
das duas taxas em estudo (Positiva e Negativa) bem como a polaridade utilizada no processo.
(a) (b)
Fig. 4.10 - (a) Profundidade máxima da cratera e (b) Diâmetro médio da cratera; Aço AISI304; Id=10A; Tempo de impulso = 500us; Polaridade inversa (Eléctrodo de Cobre +; Peça de Aço -)
(a) (b)
Fig. 4.11 - (a) Profundidade máxima da cratera e (b) Diâmetro médio da cratera; Aço AISI304; Id=10A; Tempo de Impulso=500us; Polaridade directa (Eléctrodo de Cobre -; Peça de Aço +)
Para o tempo de impulso seleccionado para estes ensaios é evidente que as crateras de
maior diâmetro e mais profundas são registadas nas descargas à taxa positiva (Figs 4.10 e 4.11).
Recorrendo às mesmas figuras é possível constatar que realmente as crateras obtidas por
electroerosão são pouco profundas tendo em conta o seu diâmetro. É possível ainda verificar a
característica estocástica do processo de electroerosão recorrendo a taxas de descarga não
4,29
5,66
0
1
2
3
4
5
6
7
Pro
fun
did
ade
máx
ima
da
crat
era
(μm
) Negativa
Positiva
347,25 357,28
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
Diâ
met
ro m
édio
da
crat
era
(μm
)
Negativa
Positiva
12,432
14,81
0
5
10
15
20
Pro
fun
did
ade
max
ima
da
crat
era
(μm
)
Negativa
Positiva
265,40283,22
0
50
100
150
200
250
300
350
Diâ
met
ro m
édio
da
crat
era
(μm
)
Negativa
Positiva
58
convencionais por avaliação dos desvios de alguns valores, nomeadamente o diâmetro médio
das crateras obtidas nas descargas à taxa positiva e polaridade inversa.
O aspecto mais relevante surge na comparação entre descargas utilizando diferentes
polaridades. Em ambas as taxas verifica-se que as crateras menos profundas e mais largas (de
maior diâmetro) são obtidas na polaridade inversa. Em contraste, as crateras obtidas na
polaridade directa são mais profundas e menos largas. Neste ultimo caso, os electrões deslocam-
se na direcção da peça e, de modo a equilibrar as cargas no canal de plasma, os iões deslocam-
se no sentido da ferramenta.
Deste modo, as crateras obtidas em polaridade directa devem-se maioritariamente à
acção dos electrões que se encontram no meio dieléctrico explicando desse modo o menor
diâmetro das crateras obtidas nesta polaridade. Ainda neste caso (Fig. 4.11) verifica-se que a
profundidade e diâmetro das crateras é superior nas descargas à taxa positiva. Neste regime é
evidente a influência do pico inicial de corrente que, embora de forma menos acentuada, replica
a intensidade de corrente inicial atingida nas descargas à taxa negativa. No entanto, no caso da
taxa positiva, a corrente decresce após o pico e volta a aumentar gradualmente até atingir o seu
máximo no fim da descarga. Devido ao maior número de electrões recrutados neste regime e ao
primeiro pico promovido pela electrónica é possível compreender o facto da remoção de material
ser maior comparativamente com as descargas à taxa negativa. (Fig. 4.11)
De certo modo, a justificação para a polaridade inversa é semelhante à descrita em cima.
A ocorrência de um pico inicial de corrente na taxa positiva permite pré – acelerar os iões antes
destes adquirirem velocidade gradualmente antes da intensidade de corrente máxima ser
atingida no final da descarga. (Fig. 4.10)
Comparativamente com os valores obtidos por Bragança (2013) para descargas à taxa
nula e polaridade inversa [7], as profundidades das crateras são bastante inferiores. Para
possibilitar uma análise mais consistente, seleccionaram-se resultados obtidos a 6 e 10 A de
modo a atingir o valor de corrente média durante a descarga à taxa positiva. É possível observar
que, dentro da gama de correntes seleccionadas para análise, as profundidades obtidas por
Bragança são superiores às obtidas pela descarga à taxa positiva. A profundidade máxima
atingida à taxa positiva e 10 A (polaridade inversa) foi de 5.66μm contrastando com os 7.06μm
atingidos por Bragança em descargas à taxa nula com 6 A. O carácter instável do plasma durante
as descargas com taxa diferente de zero pode ser uma hipótese que procura explicar esta
discrepância de valores. Mantendo a intensidade de corrente máxima até ao final da descarga,
o canal de plasma torna-se mais estável promovendo assim uma remoção de material uniforme.
Outro aspecto que ajuda a compreender melhor este desvio trata-se da maior dificuldade em se
obter descargas válidas com esta metodologia. O sistema isopulse seria o mais adequado para
estas descargas uma vez que simplificaria a sua implementação na indústria. (Fig. 4.12)
59
Fig. 4.12 - Profundidade máxima da cratera; Id = 10A e 6A; taxa nula; Polaridade inversa (adaptado de Bragança 2013)
Contudo, embora a melhor metodologia de comparação de resultados fosse o estudar a
geometria da cratera em função da energia, considera-se que essa análise também poderia
ocultar algumas interpretações importantes que se podem fazer com a análise apresentada. Em
termos energéticos, ao realizar uma descarga de 100μs a 10 A obtêm-se resultados semelhantes
a uma descarga de 10μs a 100A.
Embora se observem geometrias muito diferentes, as crateras obtidas com a polaridade
inversa apresentam uma forma mais indefinida comparativamente com as crateras mais
circulares obtidas com polaridade directa. No entanto constata-se uma quantidade considerável
de material fundido re-solidificado em torno destas últimas, o que contribui para a redução
considerável do diâmetro (e consequentemente do material removido) das crateras obtidas
utilizando esta polaridade. (Tab. 4.4)
Tab. 4.4 - Crateras obtidas à taxa negativa para as diferentes polaridades ensaiadas
Polaridade inversa
Taxa Negativa; 10A; 500μs
Polaridade directa
Taxa Negativa; 10A; 500μs
Lente 10X; Ø = 332.9μm; Prof = 3.74μm
Lente 10X; Ø = 196.5μm; Prof = 14.4μm
De modo a compreender o mecanismo de desgaste do eléctrodo, sujeitou-se uma placa
de DIN E-Cu58 a descargas erosivas recorrendo a um eléctrodo de AISI304 de 2mm de diâmetro.
Variando a taxa de descarga foi possível registar as crateras obtidas na superfície do cobre de
10,42
7,06
0
2
4
6
8
10
12
Pro
fun
did
ade
máx
ima
da
crat
era
(μm
)Nula_10A
Nula_6A
60
modo a replicar o desgaste a que o eléctrodo está sujeito utilizando a polaridade inversa.
Medindo o diâmetro das crateras obtidas e as suas profundidades foi possível quantificar o
desgaste da ferramenta de cobre (DIN E-Cu58) utilizada nas descargas cujos resultados
encontram-se nos pontos anteriores. (Fig. 4.13)
(a) (b)
Fig. 4.13 - (a) Profundidade máxima da cratera e (b) Diâmetro médio da cratera; DIN E-Cu58; Id=10A; Tempo de impulso = 500us; Polaridade inversa (Eléctrodo de Aço -; Peça de Cobre +)
Conceptualmente, neste ensaio, a polaridade deveria ser directa, no entanto de modo a
contabilizar o desgaste do eléctrodo nas condições anteriores foi necessário ligar a peça (DIN E-
Cu58) ao polo positivo e o eléctrodo (AISI304) ao polo negativo replicando desse modo a
polaridade inversa utilizada nos ensaios anteriores.
O aspecto comum a ambos os gráficos (Fig. 4.13) trata-se de se ter registado
profundidades e diâmetros superiores nas descargas à taxa negativa na peça de cobre. No início
da descarga, durante o pico máximo de corrente, existe um elevado número de electrões que se
deslocam em direcção à ferramenta acentuando a sua erosão.
Existe um balanço que se encontra evidenciado analisando as Figs. 4.10 e 4.12. No que
diz respeito à taxa negativa, os electrões deslocam-se em grande número na direcção da
ferramenta enquanto que os iões, em mesmo número (neutralidade eléctrica do plasma),
adquirem velocidade em direcção da peça. No entanto, dada a menor massa dos electrões, estes
atingem a ferramenta antes dos iões atingirem a peça apesar do equilíbrio de cargas. No instante
que os iões adquirem uma velocidade suficientemente alta a intensidade de corrente diminui
diminuindo desse modo a quantidade de iões que colidem com a peça. Assim, o facto de ocorrer
maior desgaste do eléctrodo e menor remoção de material da peça encontra-se explicado.
Em contraste, nas descargas em que se utiliza taxa positiva o desgaste mais acentuado
da ferramenta pode corresponder ao efeito erosivo do pico de corrente inicial. Durante este pico
de corrente existe uma grande deslocação de electrões na direcção da ferramenta provocando
a sua erosão. No entanto, essa quantidade de electrões diminui rapidamente prevalecendo a
3,883,70
0
1
2
3
4
5
6
Pro
fun
did
ade
máx
ima
da
crat
era
(μm
) Negativa
Positiva
175,20
108,76
0
50
100
150
200
Diâ
met
ro m
édio
da
crat
era
(μm
)
Negativa
Positiva
61
acção erosiva dos iões na peça, ou seja, após o pico inicial de corrente a parcela de material
removido da peça é superior ao desgaste da ferramenta. Assim, tendo em conta o tempo de
impulso utilizado, a taxa positiva é mais vantajosa comparativamente com a taxa negativa uma
vez que apresenta maior remoção de material da peça com menor desgaste da ferramenta.
Apesar deste resultado, é possível que a tendência se altere quando se realizam
descargas com tempos de impulso diferentes de 500μs. Seria expectável uma inversão da
tendência para pulsos próximos dos 100μs, fenómeno já observado a partir dos diâmetros das
crateras em AISI304 (Fig. 4.8).
62
CAPITULO 5 - CONCLUSÕES E TRABALHO FUTURO
O trabalho desenvolvido teve como principal objectivo o estudo compreensivo do
mecanismo de remoção de material por electroerosão. Realizando mono-descargas e
convencionais, recorrendo ao processo de modelação de sinal, procurou-se determinar possíveis
vantagens/desvantagens das diferentes taxas de corrente analisando a quantidade de material
removido da cratera após a descarga. Registando o diâmetro das crateras obtidas para vários
materiais, foi possível compreender a influência destas descargas no mecanismo de erosão do
processo.
Para a realização deste trabalho foi necessária uma reformulação e remodelação de um
aparato experimental existente no Laboratório de Microfabrico do Instituto Superior Técnico
destacando-se a implementação de um circuito modelador de sinal cujo isolamento óptico
permite uma grande sensibilidade a pequenas variações. Parte da remodelação do equipamento
centrou-se na melhoria dos circuitos já existentes incorporando-os em placas de circuito
impresso e na montagem de todos os elementos numa caixa metálica de modo a facilitar a sua
utilização futura.
Realizando ensaios de mono-descarga e variando a taxa de fornecimento de corrente,
registaram-se crateras cujo diâmetro médio variava entre 80 e 600μm com profundidades entre
2 e 20μm recorrendo à mesa de medição de coordenadas com sensor de interferometria de luz
branca. Segundo os resultados obtidos é possível afirmar que de facto a corrente e a forma como
esta é entregue ao processo tem bastante influência na morfologia da cratera. As crateras de
maior diâmetro registaram-se em descargas mais longas e de maior intensidade de corrente. É
patente uma vantagem da utilização de taxa de fornecimento de corrente positiva uma vez que
os valores de diâmetros obtidos nestas descargas foram superiores às restantes taxas (negativa
e nula) para os parâmetros estudados. É possível obter diâmetros superiores utilizando menos
energia quando se realizam descargas à taxa positiva com tempos de descarga superiores a
500μs, considerando os resultados obtidos para descargas à taxa nula. No entanto, para
descargas inferiores a 100μs os diâmetros mais elevados registaram-se nas descargas à taxa
negativa. Com isto, é possível concluir que a modelação de sinal tem um relevo bastante
significativo ao longo de uma larga gama de tempos de descarga.
Os resultados obtidos permitiram confirmar que electroerosão tem grande potencialidade
na maquinagem de metais nobres como o Titânio (Grade1). Os valores registados neste material
após utilização das taxas positiva e negativa revelam diâmetros superiores comparativamente
ao Aço AISI304 considerando os mesmos parâmetros de descarga.
Foi possível quantificar profundidades e diâmetros das crateras numa peça de aço
AISI304 utilizando as polaridades inversa e directa e, ao mesmo tempo, avaliar de que forma a
polaridade inversa influencia o desgaste da ferramenta quando se realizam descargas utilizando
as duas taxas (positiva e negativa) e fixando o tempo de impulso em 500μs e uma intensidade
de corrente de 10 A. A maior quantidade de material removido da peça ocorreu para descargas
à taxa positiva com o menor desgaste do eléctrodo. Utilizando a taxa negativa, o diâmetro e a
profundidade das crateras são inferiores. O maior desgaste do eléctrodo foi registado nas
63
descargas utilizando estas ultimas taxas de corrente permitindo desse modo concluir que, para
aço AISI304, as descargas à taxa negativa são desadequadas para pulsos perto dos 500μs de
duração utilizando polaridade inversa. É possível concluir ainda que as crateras obtidas em
ambas as taxas com polaridade inversa são mais largas e menos profundas que as homologas
utilizando a polaridade directa. No entanto, comparando com resultados anteriores para
descargas à taxa nula e polaridade inversa, verifica-se que as crateras obtidas são menos
profundas para ambas as taxas em estudo.
Após a execução deste trabalho surgiram muitos aspectos que poderiam ser
interessantes abordar em trabalhos futuros. Um dos aspectos que poderia ser explorado trata-
se da optimização de alguns parâmetros de descarga tais como o tempo de descarga, o tempo
de pulso, a intensidade de corrente e gap entre a ferramenta e o eléctrodo. Este último aspecto
seria um ponto bastante interessante a abordar uma vez que poderia aumentar o número de
descargas bem-sucedidas.
Seria igualmente interessante estudar algumas entregas de corrente hibridas de modo a
conjugar as características das três taxas (nula, positiva e negativa) de modo a optimizar a
relação maior remoção de material/menor desgaste para diferentes materiais. Neste processo
deveria ser incluindo um estudo compreensivo da polaridade da descarga
64
CAPITULO 6 - BIBLIOGRAFIA
(Di Bitonto, 1989) - Eubank P.; Patel M.;Barrufet M; “Theoretical models of the electrical discharge
machining process.I. A simple cathode erosion model” , Journal of Applied Physics 66,1989.
(Mahendran, 2010) – Devarajan R.; Nagarajan T.;Madji A.; “A Review of Micro-EDM”,
Proceedings of the International MultiConference Of Engineers and Computers Scientists 2010
Vol II, 2010.
(Tsai, 2007) – Lu C.T.;“ Influence of current impulse on machining characteristics in EDM”,
Journal of Mechanical Science and Technology, 2007
(Abbas, 2007) – Solomon D.; Bahari F.; “A review on current research trends in electrical
discharge machining (EDM)”, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2007
(Amorim et al, 2004) – Weingaertner W.L.; “ Die- Sinking Electrical Discharge Maching of High –
Strenght Copper-Based Alloy for Injection Molds”, 2004
(Descoeudres, 2006) – Descoeudres, Antoine; “ Characterization of electrical discharge
machining plasma”, Lausanne,2006
(Wong, 2003) – Rahman M.; Lim H.S.; Han H.; Ravi N. ; “ Investigation of micro-EDM material
removal characteristics using single RC-pulse discharges”, Journal os Materials Processing
Technology, 2003
(Khan, 2011) – Khan A.; “Role of Heat Transfer on Process Characteristics During Electrical
Discharge Machining”, International Islamic University Malaysia,2011
(Shuvra,2003) – Klotz M.; Klocke F.; “EDM simulation: finite element-based calculation of
deformation, microstructure and residual stresses”, Journal of Materials Processing Technology,
2003
(Lee, 2004) – Hsu F.; Tai T.; ”Study of surfasse integrity uing small área EDM process with a
copper-tungsten electrode, Materials Science and Engineering,2004
(Ekmekci,2007) - Ekmekci B.; “Residual Stresses and white layer in electrical discharge
machining (EDM)”, Applied Surface Science, 2007
65
(Kruth, 1995) – Stevens L.; Froyen L.; Lauwers B.; “Study of the White Layer of a Surface
Machined by Die-Sinking Electro-Discharge Machining”, Annals of the CIRP Vol.44, 1995
(Cusanelli,2004) – Wyser A.; Bobard F.;Demellayer R.; Perez R.; Flukiger R.; “Microestructure at
submicron scale of the white layer produced by EDM technique”, Journal os Materials Processing
Technology,2004
(Shah et al,2007) – Prajapati V.; Patel P.; Pandey A.; “ Development of pulsed power DC supply
for micro EDM”, UGC National Conference on Advances in Computer Integrated Manufacturing,
2007
(Kharagpur, 2010) – ITT Kharagpur; “Module 9 Non conventional Machining – Lesson 39 Electro
Discharge Machining”,2010
(Kumar et al, 2009) – Singh R.; Singh T.P.; Sethi B.; “Surface modification by electrical discharge
machinng: A review”, Journal os Materials processing technology, 2009
(Gaspar,2010) – Paulo Gaspar ; “Modelação experimental do mecanismo de remoção de material
por Electroerosão” Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Mecânica,
2010
(Li, 2013) – Bai J.; Li C., Li S. ; “Research on multi-mode pulse power supply for array micro holes
machining in micro- EDM”, 2013
(Yeo et al, 2007) – Kurnia W.; Tan P.C.; “Elctro-thermal modelling of anode and cathode in micro-
EDM”, Journal of Physics, 2007
(Ekmecki, 2009) – Sayar A.; Opoz T.; Erden A.; “ Geometry and surfasse damage in micro
electrical discharge machining of micro-holes”, 2009
(Marafona et Chousal, 2005) – Marafona J.; Chousal J;” A finite elemento model of EDM based
on the Joule Effect”, 2005
(Saxena et al, 2014) – Li X.; Ehmann K.; “ Comparative assessment of the trasient temperatura
response during single discharge machining by micro-edm and lip-mm processes”, ICOMM, 2014
(Natsu, 2004) - Ojima S.; Kobayashi T; Kunieda M; “ Temperature Distribution Measurement in
EDM Arc Plasma Using Spectroscopy, JSME International Journal, 2004
66
(P. Shankar, 2007) – Jain V.; Sundararajan T.;” Analysis of Spark Profiles During EDM Process”,
Machining Science and Technology: Na International Journal, 2007
(Descoeudres, 2007) – Hollenstein Ch; Walder G.; Demellayer R; Perez R.; “Time and spatially-
resolved characterization os electrical discharge machining plasma”, ICPIG, 2007
(Bragança, 2013) – Ivo Manuel Ferreira de Bragança; “Análise compreensiva do processo de
maquinagem por Electroerosão”, Dissertação para obtenção do Grau de Doutor em Engenharia
Mecânica Instituto Superior Técnico – Universidade de Lisboa, 2013
(Reynaerts, 1997) - Reynaerts Dominiek, Heeren Paul-Henri's, Hendrik Van Brussel, “Microstructuring
of silicon by electro-discharge machining (EDM) - part I: theory“, Machine design Automation, Belgium,
Sensors and Actuators A 60, 212-218, 1997
(Tao, 2013) – Tao Li, Qing Bai, Yogesh B Gianchandani, “High precision batch mode micro-electro-
discharge machining of metal alloys usind DRIE silicon as a cutting tool”, Journal of Micromechanics
and Microengineering, 2013
(Fonda, 2008) – Zhiang Wang, Kazuo Yamazaki; Yuji Akutsu, “A fundamental study on Ti-6Al-4V’s
thermal and electrical properties and their relation to EDM productivity”, Journal of Materials Process
Technology, 2008
