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UNIVERSIDADE NOVE DE JULHO - UNINOVE
PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA DE PRODUÇÃO - PMEP
Fresotorneamento com Ferramentas de cBN do Aço ABNT 8620 Endurecido.
EMERSON CARLOS DOS SANTOS
SÃO PAULO
2011
UNIVERSIDADE NOVE DE JULHO
PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA DE PRODUÇÃO
Fresotorneamento com Ferramentas de cBN do Aço ABNT 8620 Endurecido.
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia de Produção da
Universidade Nove de Julho como requisito
parcial para sua qualificação visando obtenção do
grau de Mestre em Engenharia de Produção.
Mestrando: Emerson Carlos dos Santos
Orientador: Prof. Dr. Nivaldo Lemos Coppini
Co-orientador: Prof. Dr. Fabio Henrique Pereira
SÃO PAULO
2011
UNIVERSIDADE NOVE DE JULHO
PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA DE PRODUÇÃO
Fresotorneamento com Ferramentas de cBN do Aço ABNT 8620 Endurecido.
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia de Produção da
Universidade Nove de Julho como requisito
parcial para sua qualificação visando obtenção do
grau de Mestre em Engenharia de Produção.
___________________________________________________________
Presidente: Prof. Dr. Nivaldo Lemos Coppini – Orientador, UNINOVE
___________________________________________________________
Membro: Prof. Dr. Elesandro Antonio Baptista, UNINOVE
___________________________________________________________
Membro: Prof. Dr. Gilmar Ferreira Batalha, USP
São Paulo, 22 de fevereiro de 2011.
FICHA CATALOGRAFICA
Santos, Emerson Carlos dos. Fresotorneamento com ferramentas de cBN do aço ABNT 8620 endurecido. / Emerson Carlos dos Santos. 58 f. Dissertação (mestrado) – Universidade Nove de Julho - UNINOVE, São Paulo, 2011. Orientador (a): Prof. Dr. Nivaldo Lemos Coppini.
1. Fresotorneamento. 2. Nitreto cúbico de boro. 3. Aço endurecido. I. Coppini, Nivaldo Lemos.
CDU 621
iv
Dedico este trabalho, com satisfação e amor, a
quem sempre me ajudou e esteve do meu lado o
tempo todo – Deus e minha família, em especial
minha esposa Leidiane e meus pais Francisco e
Fátima.
v
Agradecimentos
A Deus, autor e consumador de minha fé, por me dar vida e permitir viver mais esta etapa.
À minha família, por estar sempre presente em todos os momentos da minha vida.
A todos os professores do Programa de Mestrado em Engenharia de Produção, pela
colaboração direta ou indireta na elaboração deste estudo.
Aos fornecedores (Taegu Tec, Sumitomo, Kennametal e Mapal) que permitiram, através de
seus materiais, a realização dos estudos aqui contidos, bem como a equipe da Sandvik, divisão
Tool Services, especialmente ao Diego Sales que ajudou muito no acompanhamento dos testes.
Aos professores membros da banca de qualificação, por avaliarem e auxiliarem na melhora
dessa dissertação.
A Leidiane Lopes, que embarcou na viagem de viver ao meu lado e compartilhar todos os
momentos da vida com sua doação, dedicação, paciência carinho e imenso amor.
vi
Agradecimentos Especiais
Ao meu orientador, Prof. Dr. Nivaldo Lemos Coppini, pelo direcionamento, contribuição de
valor inestimável a este trabalho, paciência e atenção para me trilhar corretamente na elaboração
desse estudo bem como iniciar no mundo científico strictu sensu.
Ao Prof. Dr. Fabio Henrique Pereira, meu co-orientador, pela ajuda e contribuição no
tratamento estatístico dos dados.
Ao Prof. Dr. Elesandro Antônio Baptista pela contribuição em todo escopo deste estudo
desde o artigo gerado pelo mesmo até a formação da banca examinadora.
Muito obrigado a todos vocês por toda a experiência compartilhada e ensinamentos
direcionados.
vii
Mas em todas estas coisas somos mais do que
vencedores, por aquele que nos amou.
Romanos 8:37
viii
Resumo
A usinagem de materiais endurecidos em substituição à retificação é fator determinante na
sobrevivência das corporações quanto à competitividade e manutenção dos principais itens
procurados pelo mercado: Preço, Prazo e Qualidade. O Nitreto cúbico de Boro (cBN) tem sido um
dos materiais mais utilizados na usinagem de aços endurecidos para acabamento de peças
conferindo tolerâncias dimensionais baixas, bom acabamento e forma geométrica satisfatória.
Infelizmente a literatura técnica brasileira é carente quando se trata de fresamento interrompido e,
principalmente, acabamento em superfícies irregulares como as formadas durante o processo de
estampagem previamente ao corte por usinagem. Este trabalho tem o objetivo geral de pesquisar o
desempenho de ferramentas de cBN na usinagem de assento de esferas de gaiolas de Aço
ABNT8620 endurecido utilizadas como componentes na fabricação de juntas homocinéticas
automotivas. A pesquisa, desenvolvida em chão de fábrica, foi realizada por meio de testes com
variações de condições de usinagem e posterior análise de dados com apoio estatístico utilizando a
ferramenta “Análise de Variância” (ANOVA). Os resultados indicaram que uma das três formas de
afiação de aresta de corte utilizadas foi destacadamente melhor que as demais. Também foi
identificado que a forma de afiação (preparação de aresta) foi fator de influência na vida das
ferramentas maior que o avanço dentro da faixas de avanços utilizadas.
Palavras-chave: Fresotorneamento, Nitreto Cúbico de Boro, Aço Endurecido.
ix
Abstract
The hardened materials machining in advance to replace the grinding operation is an important
factor in the corporations’ survival and competitiveness for keeping items sought by the market:
Price, Time and Quality. The cubic Boron Nitride (cBN) has been one of the most materials on
hardened steels machining for finishing operation giving the pieces lower dimensional tolerances,
great finish and good geometric shape. Unfortunately the Brazilian technical literature is poor when
it comes to interrupted milling, especially finish on uneven surfaces like those formed during the
punching process prior to cutting machining. This paper aims to study the cBN tool performance on
machining for ball cages holders made with SAE 8620 hardened steel used as components most
used sets for cutting edges by the cBN inserts manufacturers and to determine the most suitable
windows cages joints milling in ABNT 8620 carburized steel. The research, developed in the
facilities, was carried out by testing machining conditions rating and subsequent data analysis with
statistical support using the “Analysis of Variance” (ANOVA) tool. The results showed that one of
three cutting edge sharpening ways used was prominently better than the others. It can be also
realized that the edge sharpening was a higher influent factor on the tools life than cutting feed
within the feeds range used.
Keywords: Milling-turning, Cubic Boron Nitride, Hardened Steel.
x
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Localização da gaiola dentro de uma junta homocinética
de alta velocidade. 3
Figura 2.1 – Fluxograma dos processos de fabricação de peças metálicas. 5
Figura 2.2 – Arranjo dos átomos do nitreto de boro. 8
Figura 2.3 – Tipos de cBN e suas simulações micrográficas. 9
Figura 2.4 – Modelo Esquemático de Obtenção do Policristalino. 10
Figura 2.5 – Comparativo: Propriedades dos Materiais de Ferramentas. 11
Figura 2.6 – Tipos de cBN quanto à fixação. 12
Figura 2.7 – Chanfro de uma ferramenta de cBN. 15
Figura 3.1 – Tipos de Desgaste das Ferramentas. 17
Figura 3.2 – Mecanismos de desgaste das ferramentas. 18
Figura 3.3 – Tipos de desgaste: desgaste de flanco e tipo entalhe. 18
Figura 3.4 – Tipos de desgaste: craterização. 19
Figura 3.5 – Tipos de desgaste: deformação plástica. 19
Figura 3.6 – Tipos de desgaste: aresta postiça. 20
Figura 3.7 – Tipos de desgaste: martelamento de cavacos. 20
Figura 3.8 – Tipos de desgaste: microlascas. 21
Figura 3.9 – Tipos de desgaste: fissuras térmicas. 21
Figura 3.10 – Tipos de desgaste: quebra da pastilha. 21
Figura 3.11 – Influência da profundidade de usinagem, do avanço e da
velocidade de corte na forma do cavaco. 24
Figura 3.12 – Determinação da curva de vida de uma ferramenta.
xi
determinada através de ensaios delonga duração. 25
Figura 3.13 – Condição de contato no fresamento. 27
Figura 3.14 – Fresamento discordante, concordante e combinado,
respectivamente. 27
Figura 3.15 – Tipos de fresas de topo. 29
Figura 4.1 – Fotos da gaiola de junta homocinéticas. 32
Figura 4.2 – Inserto TPGW 160408 (Iscar 2010). 34
Figura 4.3 – Máquina utilizada para usinagem das peças. 35
Figura 4.4 – Apalpador Marposs. 36
Figura 4.5 – Representação gráfica e dimensões envolvidas no processo. 37
Figura 4.6 – Representação gráfica dos tipos de preparação de aresta utilizadas. 38
Figura 5.1 – Influência do avanço na vida dos insertos. 43
Figura 5.2 – Distribuição dos resultados de vida obtidos para todos os avanços dos
fornecedores 1 e 2. 44
Figura 5.3 – Histograma dos resultados de vida obtidos para todos os avanços dos
fornecedores 1 e 2. 44
Figura 5.4 – Aplicação da ANOVA fator duplo de repetição para 95%
de confiança na análise estatística dos resultados. 45
Figura 5.5 – Teste Simultâneo de Tukey. 46
Figura 5.6 – Vistas típicas de dois insertos com afiação T+S utilizados nos
ensaios preliminares mostrando a quebra da aresta de corte
(a e b) e lascamento da aresta de corte (c). Aumento de 55x. 49
Figura 5.7 – Vista da superfície de saída de um inserto com afiação T+S
com prélascamentos. Aumento de 55x. 50
xii
LISTA DE TABELAS
Tabela 4.1 – Classes de cBN disponíveis. 33
Tabela 5.1 – Resultados ensaios para os insertos dos fornecedores 1,2,3 e 4. 41
Tabela 5.2 – Resumo das vidas médias e desvios padrões para cada avanço
fornecedores 1 e 2. 42
Tabela 5.3 – Ensaios realizados apenas para o fornecedor 1 com critério de
vida 800 peças/aresta. 49
xiii
LISTA DE ABREVIATURAS
cBN Nitreto Cúbico de Boro
HRC Rockwell “C” (unidade de dureza)
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ANOVA Análise de Variância
PCD Polycristalline Compact Diamond (Diamante Policristalino Compacto)
WC+Co Carboneto de Tungstênio com Cobalto
DIN Deutsch Industrie Norm (Norma da Insdústria Alemã)
ISO International Organization for Standardization (Organização
Internacional para Padronização)
CNC Comando Numérico Computadorizado
L/D Índice de esbeltez (comprimento/diâmetro)
TiN Nitreto de Titânio
xiv
SUMÁRIO
1 – INTRODUÇÃO 1
2 – REVISÃO DA LITERATURA 4
2.1 – Introdução 4
2.2 – Usinagem de Aços Endurecidos 5
2.3 – Materiais para Ferramentas 6
2.4 – cBN – Nitreto Cúbico de Boro 8
2.4.1 – Obtenção do nitreto cúbico de boro 8
2.4.2 – Construção de Ferramentas de cBN 10
2.4.3 – Propriedades 11
2.4.4 – Tipos de cBN 11
2.4.5 – Principais Aplicações dos cBN’s 13
2.4.6 – Quadro comparativo entre os fabricantes de cBN 13
2.4.7 – Cuidados quando se utiliza ferramentas de cBN 14
3 – FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA 16
3.1 – Processo de Usinagem com Ferramenta de Geometria Definida 16
3.2 – Mecanismos de desgaste das ferramentas 16
3.3 – Problemas e Soluções Relacionadas ao Desgaste 18
3.4 – Vida da Ferramenta 22
3.5 – Curva de Vida de uma Ferramenta 23
3.6 – Usinagem por Fresamento 25
3.7 – Fresotorneamento 29
3.8 – Cementação 30
3.8.1 – Aços Para Cementação 30
3.9 – Análise de Variância (ANOVA) 31
3.7.1 – Intervalos de Confiança pelo Método Tukey 31
4 – MATERIAIS E MÉTODOS 32
4.1 – Materiais e métodos 32
5 – RESULTADOS E DISCUSSÕES 40
5.1 – Análise visual dos resultados 40
5.2 – Análise estatística dos resultados 43
5.3 – Ensaios complementares 47
5.4. Comportamento dos insertos de cBN 49
6 – CONCLUSÕES 51
7 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 52
1 - INTRODUÇÃO
A usinagem de materiais endurecidos em substituição a retificação tem sido fator
determinante na sobrevivência das corporações quanto à competitividade e manutenção dos
principais itens procurados pelo mercado: Preço, Prazo e Qualidade. O Nitreto Cúbico de Boro
(cBN) tem sido um dos materiais mais utilizados na usinagem de aços endurecidos (55 a 65 HRC)
para acabamento de peças conferindo tolerâncias dimensionais baixas, bom acabamento e forma
geométrica satisfatória (Aneiro et al, 2008). Este tema justifica-se, além de seu valor intrínseco, por
ser pouco explorado e divulgado pela literatura técnica nacional, principalmente quando se trata de
acabamento em superfícies irregulares como as remanescentes do processo de estampagem.
A procura pelo desenvolvimento e aplicação da usinagem de materiais endurecidos surgiu
inicialmente nas indústrias automotiva, aeroespacial e metalúrgica. Nestes três ramos industriais,
ferramentas de cBN são comumente utilizadas, pois reduzem o custo na produção e melhoram a
qualidade de acabamento do produto (Aspiwall et al, 2002). Por isso, em muitos casos, o
fresamento com este tipo de ferramenta pode substituir o processo de retificação na operação de
acabamento (Grzesik et al, 2006), principalmente em componentes de juntas homocinéticas
automotivas onde a produção é alta e qualquer ganho no tempo de produção e de custos de
ferramentas, máquinas e dispositivo é fator determinante para a manutenção de toda a cadeia
produtiva (Lacalle e Lamikiz, 2009). De acordo com Lima e Correa (2002), em alguns casos, o
custo por peça tende a ser até 60% se ao invés de ser produzida pelo processo convencional de
retificação for substituído pelo torneamento de materiais endurecidos.
A crescente demanda automotiva no mercado mundial, independente de crises e
conseqüências, aliado as leis e ações de preservação do meio ambiente, tem aumentado a
concorrência entre fabricantes de peças e sistemas automotivos no sentido desenvolver processos
cada vez mais enxutos em tempos, custos de ferramentas e dispositivos, redução e/ou eliminação de
itens poluentes (Boyle e Scherrer-Rathje, 2009).
Este fato desencadeou uma corrida a materiais de alto valor tecnológico agregado que antes
eram conhecidos apenas através de literaturas em experimentos laboratoriais ou aplicações
extremamente restritas devido aos custos envolvidos tanto em equipamentos quanto no valor final
do item (Reynolds e Lane, 2003).
O cBN é um desses materiais que, com o passar dos anos, tem sido cada vez mais utilizado
na indústria em substituição ao processo de retificação. As principais vantagens na substituição de
processo são: flexibilidade na afiação para peças de geometrias complexas, custo do equipamento
de usinagem, dispositivos menos complexos quanto a sistemas de vedação de fluidos, inexistência
2
de borras residuais de processos facilitando qualquer homologação ambiental, praticidade na
substituição da ferramenta, limpeza, entre outros (König et al, 1993).
Um processo que ainda utiliza sistemas de usinagem por abrasão (retificação) é o
acabamento de janelas de gaiolas de esferas utilizadas em juntas homocinéticas automotivas. Este
processo requer, além de uma máquina com alto custo, um equipamento totalmente customizado
permitindo variações muito pequenas entre o tamanho das peças a serem processadas entre um lote
e outro e tornando-se indisponível para qualquer outra operação que se julgar necessário no
ambiente fabril (Savas e Ozay, 2008). Apresentam, portanto, a necessidade de um sistema máquina,
ferramenta e peça dedicado e específico.
As janelas de gaiolas, fabricadas em aço liga de baixo carbono (ABNT 8620) possuem sua
geometria um tanto irregular, visto que são resultantes de uma operação de puncionamento
realizado em operação anterior à usinagem (Park, Kim e Moon, 2007). Este tipo de processo
provoca o encruamento da camada superficial puncionada, gerando pontos de carbonetos isolados.
Após tratamento térmico de endurecimento, estes pontos de carbonetos atingem durezas elevadas
que incidem na superfície das gaiolas, exatamente nas camadas que deverão ser usinadas.
(Chiaverini – 1981).
Essa característica peculiar de peças que passam por tal tipo de processo tem levado ao
desenvolvimento de classes, formatos e ângulos de pastilhas de cBN cada vez mais variados
visando à obtenção das características físicas e dimensionais requeridas, a obtenção do melhor
rendimento possível e o suprimento de todas as adversidades sofridas pela peça nas operações que
antecedem a usinagem de acabamento superficial, geralmente requeridas para superfícies de
contato, como é o caso das gaiolas de juntas homocinéticas (Ezugwu et al, 2005).
Este trabalho tem o objetivo de pesquisar o desempenho de ferramentas de cBN no
fresotorneamento de assento de esferas de gaiolas de Aço ABNT 8620 endurecido utilizadas como
componentes na fabricação de juntas homocinéticas automotivas (Figura 1.1).
Objetivos específicos:
• realizar toda a parte experimental em planta fabril, colhendo os dados durante a
produção normal das peças;
• pesquisar o tipo de afiação (preparação) da aresta de corte do inserto que melhor
desempenho apresentasse em termos da vida da aresta de corte;
• pesquisar a influência do avanço em um campo bastante restrito de acordo com a
orientação dos fornecedores das ferramentas.
A Figura 1.1 ilustra, de forma explodida, onde se localiza (em amarelo) a peça alvo dos
estudos de usinagem deste trabalho.
3
Figura 1.1. Localização da gaiola dentro de uma junta homocinética de alta velocidade.
Este trabalho apresenta-se com a seguinte estrutura:
Neste primeiro capítulo é apresentado o tema do projeto e é realizada uma justificativa de
sua importância, apresentando os principais desafios e conseqüentemente as oportunidades de
melhoria relativamente ao processo de usinagem de gaiolas de juntas homocinéticas em aço ABNT
8620 endurecido.
O Capítulo 2 apresenta a “Revisão da Literatura” sobre o assunto, na qual serão abordados
os temas sobre Usinagem de Aços Endurecidos, Ferramentas de Corte e cBN. Neste capítulo será
possível um melhor entendimento sobre as ferramentas, tipos e condições que influenciam o
processo de usinagem de aços endurecidos.
No Capítulo 3, apresenta-se a “Fundamentação Teórica”, onde serão abordados os temas
sobre Processo de Usinagem com Ferramentas de Geometria Definida, Mecanismos de Desgaste
das Ferramentas, Problemas e Soluções Relacionadas ao Desgaste, Medição dos Desgastes das
Ferramentas, Vida da Ferramenta, Curva de Vida da Ferramenta e Usinagem por Fresamento. Este
capítulo tem a finalidade de abordar os assuntos teóricos que são utilizados no desenvolvimento do
trabalho.
O Capítulo 4, “Materiais e Métodos” tem a finalidade de realizar o enquadramento da
pesquisa dentro do conceito de Metodologia da Pesquisa e de detalhar as condições em que foram
realizados os testes, os equipamentos para realização dos experimentos, além dos equipamentos
utilizados para as medições dos parâmetros envolvidos.
No Capítulo 5 são apresentados e discutidos os resultados dos testes experimentais
realizados no trabalho.
O Capítulo 6 apresenta as conclusões conseguidas.
No Capítulo 7 apresentam-se as “Referências Bibliográficas”.
2. REVISÃO DA LITERATURA
2.1 - Introdução
Desde as civilizações mais remotas, no contexto cronológico, a humanidade utiliza meios de
transformação de matérias-primas em produtos manufaturados adequando-os assim a uma condição
mais favorável para o uso cotidiano no bem estar comum. Dentre esses meios de transformação, um
processo bem antigo e utilizado é o de Usinagem. Este é um processo de transformação de matéria-
prima em produto acabado através da retirada do material excedente utilizando-se de um
instrumento cortante denominado ferramenta de corte (Campos, 2004).
Os processos de fabricação são inúmeros e apresentam diferentes aplicações em função do
tipo de material a ser processado, da geometria da peça a ser trabalhada e do nível de produção
desejado. Entretanto, a importância da usinagem pode ser mais bem entendida quando se observa o
fluxograma de fabricação apresentado na Figura 2.1.
Observa-se no fluxograma que, as matérias primas metálicas, sejam elas constituídas de
materiais dúcteis ou frágeis, que apresentem geometrias simples ou complexas, que apresentem
demandas diversas, na sua grande maioria conterá em seu histórico de fabricação um processo de
usinagem incluído.
A usinagem passou a ter importância econômica no surgimento da fabricação do aço, na
metade do século XVIII. Foi consolidada com o surgimento do aço rápido (liga de aço usada na
confecção de ferramentas de corte) no início do século XX. Desde então, a usinagem vem
evoluindo de forma expressiva, principalmente no avanço tecnológico das ferramentas de corte
(Araújo Filho et al, 2004).
Hoje já é possível utilizar uma gama com grande variedade de ferramentas de corte,
considerando, mediante aplicação desejada, tanto os aspectos geométricos quanto o material em que
são fabricadas, fazendo com que sua aplicação tenha seu tipo de ferramenta e geometria
direcionada.
O processo de Usinagem pode ser entendido como sendo a remoção de uma quantidade de
material, com auxílio de uma ferramenta de corte, produzindo a parte removida chamada de cavaco
(Faccio, 2002). Com isto, obtém-se a peça com formas e dimensões desejadas. De um modo geral,
as principais operações de usinagem são: torneamento, aplainamento; fresamento; furação;
brochamento, retificação.
5
Figura 2.1. Fluxograma dos processos de fabricação de peças metálicas.
2.2 - Usinagem de Aços Endurecidos
Tradicionalmente, o processo de fabricação de uma peça de aço endurecido inicia-se com a
usinagem da mesma a partir da matéria prima com durezas iguais ou inferiores a 45 HRC
(Choudhury e Bajpai, 2005). A peça é levada próxima de sua forma final por usinagem e, somente
então é temperada e revenida para atingir a dureza adequada às especificações de projeto. Então, a
peça é novamente usinada para as dimensões e tolerâncias finais por meio do processo de
retificação (Klocke et al, 2005).
6
Sabe-se que o diamante é o material mais duro existente. Entretanto, por ser basicamente
composto de Carbono, o mesmo apresenta o problema de reação com o ferro existente nos aços
(trocando moléculas de carbono gerando desgaste prematuro por difusão química), ferros fundidos e
demais ligas ferrosas. Por este motivo, o diamante, apesar de ter uma dureza ideal para usinagem de
aços endurecidos, apresenta esta limitação praticamente irremediável (Diniz et al, 2008).
Com o desenvolvimento de ferramentas em cBN ocorrido nos anos 70 (Campos,2004),
houve grande avanço na tecnologia da usinagem de materiais endurecidos: a dureza elevada em
temperaturas altas e a relativa baixa solubilidade no ferro (comparando-se com o diamante) faz do
cBN um material muito indicado para a usinagem de aços endurecidos (de 45 a 65 HRC) (Diniz et
al, 2008). Desta forma, várias alternativas de processamento destes materiais por usinagem
passaram a ser possíveis de ser utilizadas. A matéria-prima bruta da peça pode ser tratada
termicamente para se obter dureza e propriedades mecânicas desejadas, e então, ser usinada até o
seu formato final, utilizando-se arestas de corte com geometrias definidas, eliminando, desta forma,
as operações subseqüentes de retífica (Remadma e Rigal, 2006).
As vantagens do emprego da usinagem de peças endurecidas em relação à retificação
(Fleming e Bosson, 2000; Campos et al, 2006), são:
• equipamentos de menor custo;
• redução dos tempos e custos de usinagem;
• menor consumo de energia;
• possibilidade de reciclagem dos cavacos;
• possibilidade da eliminação do fluido refrigerante;
• menor tempo de ajustes e trocas de ferramentas;
• menor emissão de poluentes;
• eliminação de danos de origem térmica;
• flexibilidade de processos.
2.3 - Materiais para Ferramentas
Uma maneira de classificação das ferramentas é pelo material, porém, não é certo que exista
uma classificação padronizada. Baseado em características químicas, podem ser previamente
dispostos como segue (Machado e Silva, 1999; Diniz et al, 2008; Ferraresi, 1997; Campos, 2004):
• aço carbono;
• aços rápidos semi-rápido;
7
• ligas fundidas;
• metal duro;
• cermet;
• cerâmicas;
• ultraduros: PCD (Polycrystalline Compact Diamond) e cBN (Polycrystalline cubic Boron
Nitride);
• diamante natural.
As propriedades físico-químicas das ferramentas são em função de sua composição, o que
pode ser previamente classificado como segue:
• dureza elevada;
• estabilidade química;
• tenacidade;
• resistência ao desgaste;
• resistência à compressão;
• resistência ao cisalhamento;
• boas propriedades mecânicas à temperaturas elevadas;
• resistência térmica;
• resistência ao impacto.
Dentre os materiais citados acima, os aços rápidos recobertos ou não e os metais duros
recobertos ou não, são os materiais universalmente utilizados para usinar qualquer tipo de materiais
de peças. Entretanto, nenhum dos dois é indicado para usinagem de materiais endurecidos como é o
caso do assento de esferas da gaiola de juntas homocinéticas estudada neste trabalho. Neste caso, é
necessário utilizar um material para ferramenta que seja ultraduro.
Também se destaca o cBN, o PCD e o Diamante Natural. Tanto o PCD quanto o Diamante
Natural, teria condições de usinar a gaiola de esferas para juntas homocinéticas, entretanto, ambos
são inviáveis de serem utilizados para usinagem de materiais ferrosos, devido a afinidade química
entre o Carbono existente no diamante e o ferro existente em aços e ferros fundidos (Reis et al,
2003). Desta forma, o recomendado é o cBN.
O cBN é considerado um material ultraduro, com dureza superior à 3000 MPa. Foi
desenvolvido anos 1950, mas é a partir do final da década de 1970 é que eles começaram a ser
produzidos em escala industrial com forte entrada no mercado de ferramenta de corte (Machado e
Silva, 1999).
8
2
2.4 - cBN – Nitreto Cúbico de Boro
2.4.1 – Processo de obtenção do cBN
O cBN é obtido por reação química, a partir do BN (Boron Nitride, ou nitreto de boro), que
tem uma estrutura hexagonal com igual de átomos de boro e nitrogênio em arranjo alternado
(Arsecularatne et al, 2006).
O Carbono tem como característica apresentar-se com uma estrutura hexagonal, que
caracteriza a grafite, ou com uma estrutura cúbica que caracteriza o diamante. Para transformar
grafite em diamante, ou seja, de estrutura hexagonal para cúbica, é necessário que o carbono seja
tratado sob condições de temperatura e pressão adequadas. Isto pode ocorrer na natureza (diamante
natural) ou ser produzido artificialmente gerando o chamado diamante industrial policristalino.
Com o cBN ocorre o mesmo tipo de transformação. Para tanto é necessário que o material
seja submetido a pressões de 5000 a 9000 MPa e a temperaturas de 1500oC a 1900
oC, na presença
de um catalisador (geralmente o lítio) (Diniz et al, 2008). A evolução do arranjo atômico do BN é
mostrada na Figura 2.2.
Figura 2.2 – Arranjo dos átomos do nitreto de boro (DeVries, 1972; Campos, 2004).
Os policristais de cBN, cuja estrutura hexagonal cúbica encontra-se ilustrada na Figura 2.2
(3), são feitos através da metalurgia do pó, que na fase da compactação, gera um subproduto na
forma de placas. O início do processo consiste em utilizar pó de monocristais de cBN já
covenientemente misturados com um catalisador (Lítio) cuja estrutura encontra-se ilustrada na
Figura 2.2(1). Na Figura 2.2(2) o símbolo marcado em preto é o catalisador e o vazio é cBN. O
processo seguinte consiste em provocar a sinterização destas placas Os catalisadores, nesta fase, são
úteis no sentido de acelerar a sinterização. O processo de sinterização deve garantir que toda a
massa do produto deve apresentar uma estrutura cúbica Figura 2.2(2). A pressão simultaneamente
incidente sobre a placa de cBN irá transformar-se em cBN com uma estrutura Hexagonal cúbica de
face centrada. Figura 2.2(3) (Correa, 2002). Normalmente, ao preparar uma placa de cBN, além de
1 3
9
seu próprio pó monocristalino, podem ser misturados metais ou materiais cerâmicos. Assim,
propriedades diferentes podem ser conseguidas dependendo do grau de “pureza” do cBN.
Na Figura 2.3, por meio da micrografia, são mostradas as combinações de diversos
elementos constitutivos do cBN. Assim, a primeira micrografia é de um cBN com 90% de pureza
que utiliza alumínio como ligante (é o inserto mais duro entre os três tipos); a segunda é um cBN
com 80% de pureza que utiliza alumínio e titânio como ligantes (tem dureza intermediária); a
terceira possui 50% de pureza e utiliza metal duro como aglomerante (os dois últimos são brasados
sobre substratos de metal duro) como afirma Lin et al (2008).
Figura 2.3 – Tipos de cBN e suas simulações micrográficas (De Beers, 1998).
A metalurgia do pó é um processo empregado na fabricação de peças de materiais de alto
ponto de fusão, quando fica física e economicamente inviável utilizar-se de processos que
necessitam da transformação do material em líquido, como ocorre com processo de fundição e
lingotamento (Figura 2.4). Outras aplicações da metalurgia do pó consistem em obtenção de peças
porosas ou obtenção de peças com composições de materiais com propriedades muito diferentes,
como por exemplo, peças fabricadas com a mistura de metais e materiais cerâmicos.
A metalurgia do pó se desenvolve através de três operações fundamentais: obtenção dos pós,
compactação e sinterização. A primeira consiste em utilizar-se de processos químicos, mecânicos
ou metalúrgicos para obtenção dos pós. Estes, após devidamente controlados em qualidade de
dimensão dos grãos dos pós, são misturados e levados para compactação em matrizes fechadas para
obtenção dos “briquetes” (peças ainda sem resistência mecânica desejada). Em seguida são
colocados em fornos especiais para sinterização. A sinterização consiste em (Alves, 2010):
• formação e crescimento de colos entre os grãos compactados através de
difusão atômica;
10
• com o tempo, nos poros entre os grãos formam-se canais contínuos ao longo
das arestas dos grãos, em que são arranjados pela migração conjunta,
ocorrendo o aumento da densidade;
• ao passar do tempo, os colos crescem e conjuntos de grãos próximos entre si
se fundem em apenas um grão;
• a medida que o processo evolui, o material terá de sua densidade mais
próxima da original.
Do mesmo modo, pode-se obter cristais de cBN, a fim de se gerar um composto
policristalino (Rong et al, 2002). Tal fato encontra-se ilustrado na Figura 2.4.
Figura 2.4 – Modelo Esquemático de Obtenção do Policristalino (Campos, 2004).
Ao sinterizar as partículas em conjunto, obtém-se um conglomerado de cBN em que, cristais
anisotrópicos são combinados para gerar uma massa isotrópica (Yaman e Mandal, 2009).
2.4.2 – Construção de Ferramentas de cBN
Uma ferramenta de cBN é construída por:
• inserto de cBN;
• material ligante;
• substrato (geralmente) de metal duro.
Podem ser utilizados insertos de cBN de diversos tamanhos dependendo do fornecedor. Tais
insertos possuem espessuras entre 0,5 a 1,0 mm, que são brasadas num substrato geralmente de
Metal Duro (WC+Co), ou então, muito raramente como ferramentas totalmente sólidas. Tais
detalhes são devido a aspectos econômicos e/ou técnicos. Do ponto de vista econômico é devido ao
preço maior do cBN do que do substrato de Metal Duro. O ponto de vista técnico está ligado à
11
menor ductilidade que o cBN apresenta, também comparada com o substrato de Metal Duro, devido
à sua elevada dureza.
2.4.3 - Propriedades
Dentre as propriedades do cBN, algumas são muito vantajosas no que diz respeito à sua
utilização em ferramentas de usinagem, são elas (Yallese et al, 2009):
• dureza altíssima, somente superada pelo diamante, sendo quase duas vezes a
dureza da alumina (material mais utilizado para a confecção de rebolos de
corte).
• tenacidade similar ao material cerâmico baseado em nitretos e cerca de duas
vezes a da alumina.
• é quimicamente mais estável que o diamante, podendo, portanto, usinar ligas
ferrosas sem o problema de desgastes por difusão. O cBN é estável até
temperaturas da ordem de 1200°C.
Na Figura 2.5 mostra-se a comparação da dureza e da resistência à abrasão de diversos
materiais de ferramentas.
Figura 2.5 – Comparativo: Propriedades dos Materiais de Ferramentas (De Beers, 1998).
2.4.4 - Tipos de cBN
Quanto à fixação os insertos de cBN classificam-se em (De Beers, 1998):
• integral ou inteiriço (A);
• plaqueta de cBN brasado no substrato de Metal Duro (B);
• inserto de cBN brasado no substrato de Metal Duro (C);
12
• plaqueta de cBN brasada no substrato de Metal Duro que são brasadas direto
no suporte da ferramenta (D).
Essa classificação é mostrada na Figura 2.6.
Figura 2.6 – Tipos de cBN quanto à fixação (De Beers, 1998).
Quanto à aplicação, existem diversos tipos de cBN no mercado (Grzesik, 2008). Cada
fabricante usa diferentes materiais e quantidades de aglomerantes e diferentes dimensões e
distribuição de partículas. Os cBN’s se apresentam em duas categorias de aplicações, segundo Diniz
et al, 2008:
• cBN para desbaste (ap
entre 0,5 e 8,0 mm):
Possuem maior teor de Nitreto Cúbico de Boro (90%). Isto significa que aumenta a ligação
cada cristal aumentando a tenacidade. Paralelamente, o alto teor de cBN faz com que estes
materiais apresentem a maior dureza dentre os cBN’s. Por isso estes cBN’s são indicados
onde há a abrasão no processo de usinagem, onde existem altas forças de corte geradas ou
quando o corte é do tipo interrompido.
• cBN para acabamento (ap
menor que 0,5 mm):
Certos cBN’s não são eficientes ao serem solicitados química e termicamente. O caminho
seria a utilização de ferramentas cerâmicas, mas as mesmas têm boa tenacidade e dureza
idênticas ao dos cBN’s, mas química e termicamente estáveis e resistentes. Para serem
utilizados em operações de acabamento, os cBN’s têm fase cerâmica adicionado a sua
13
estrutura, fazendo com que diminuam a tenacidade e dureza, mas aumentem
consideravelmente a estabilidade química e térmica (De Melo et al, 2000). Devido aos
pequenos cavacos produzidos nas operações de acabamento em função dos pequenos
avanços e profundidades de usinagem, a massa de cavaco gerada não é capaz retirar o calor
gerado pelo corte. Por isso a ferramenta trabalha em temperaturas elevadas, fazendo com
que a estabilidade térmica e química, para impedir a difusão de massa que é incentivada pela
alta temperatura, sejam imprescindíveis. Apesar da tenacidade e dureza serem menores que
dos outros cBN’s, elas são suficientes para manter utilidade da aresta de corte, tornando
possível a obtenção de pequenas tolerâncias e bom acabamento (Aneiro, 2008).
2.4.5 - Principais Aplicações dos cBN’s
Os cBN’s são indicados para usinagem dos seguintes materiais (Diniz et al, 2008):
• aços endurecidos;
• ferros fundidos (exceto nodular);
• metais sinterizados;
• ligas para recobrimento de alta resistência;
• superligas.
Em aços de cavacos longos (aços moles), o cBN não possui boa performance pelo desgaste
de cratera (que será visto no Capítulo 3) que se forma devido esses cavacos (Longbottom e Lanham,
2005). De um modo geral, o cBN é aplicado em operações em que o diamante Policristalino não
pode ser utilizado (aços endurecidos, por exemplo) e o Metal Duro não obtenha dureza suficiente
para tal operação. Quando o Metal Duro possui essa característica, a velocidade de corte aplicada é
bem inferior que a do cBN.
O cBN é um material de corte que concorre com o processo de retificação, substituindo a
mesma (usinagem por abrasão) por torneamento. Também concorre com as ferramentas cerâmicas
em processos de fresamento, torneamento e mandrilamento.
2.4.6 - Quadro comparativo entre os fabricantes de cBN
Dentre os principais fabricantes mundiais de cBN no mundo, destacam-se (Souza Junior,
2001):
• General Eletric (GE);
• De Beers Industrial Diamond Division;
14
• Sumitomo Electric Carbide, Inc.
O Quadro 2.1 mostra as propriedades de cada tipo de cBN existente dentro da gama
produzida por seus fabricantes. Ao selecionar o fabricante, avaliam-se a classe a ser pedida
mediante o nível de pureza existente no inserto, o tamanho do grão, o material aglomerante e a
dureza requerida.
Quadro 2.1 – Comparativo de Classes de cBN (Campo, 2004)
2.4.7 – Manuseio correto das ferramentas de cBN
De acordo com Diniz et al. (2008), é necessário levar em conta alguns critérios ao se utilizar
ferramentas de cBN:
• materiais de alta usinabilidade como aços não endurecidos, causam desgaste por
craterização nas ferramentas de cBN gerado em função de cavacos longos provenientes
da usinagem desses materiais e dissipam quase todo calor gerado (Camargo, 2008),
impedindo que a interface peça ferramenta se aqueça, facilitando o corte do cBN pela
sua boa estabilidade térmica;
15
• rigidez do sistema máquina-ferramenta-dispositivo de fixação-peça deve ser alta,
minimizando possíveis oscilações ou trepidações que geram danos ao inserto de cBN
(quebras e lascamento) em função de sua dureza, como escrito, também por Santos et al
(2006);
• a geometria da ferramenta deve ser negativa (normalmente γ = -5°) para garantir para
resistir aos choques, com ângulo de folga α = 5° a 9° e o ângulo lateral de posição deve
ser o maior possível (no mínimo 15°) para minimizar trincas na aresta;
• chanframento da aresta de corte, conforme detalhado na Figura 2.7, para concentrar os
esforços de corte no centro do inserto, diminuído riscos de quebra da aresta;
Figura 2.7 – Chanfro de uma ferramenta de cBN.
• fluido refrigerante não pode ser utilizado para evitar dissipação do calor na zona de corte
entre a peça e a ferramenta. Já o fluido de corte pode ser utilizado sempre que possível.
Mas para o corte de ferro fundido cinzento utiliza-se o ar comprimido ou a aspiração do
cavaco, já que o fluido de corte é desfavorável;
• custo do inserto de cBN é mais alto que o de material cerâmico, mas devido à maior vida
da ferramenta de cBN, o custo do ferramental muitas vezes é compensado não somente
pelo maior número de peças usinadas por aresta de corte, como também pela consequente
diminuição do tempo passivo relativo à troca de arestas de corte.
3 – FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
3.1 – Processo de Usinagem com Ferramenta de Geometria Definida
Na usinagem de materiais dúcteis, quando se inicia o processo de corte, a cunha da
ferramenta penetra no material da peça e devido ao progresso dos movimentos de corte e de avanço,
ocorre um conseqüente aumento das tensões. Após ultrapassar a tensão no regime elástico ocorre o
cisalhamento do material e este começa a escoar, até que ocorra a ruptura. Com materiais frágeis,
como por exemplo, ferros fundidos cinzentos, a deformação elástica ocorre e, sem que ocorra o
escoamento, o material se rompe. O material deformado passa a formar um cavaco que desliza
sobre a superfície de saída da ferramenta (Diniz et al, 2008; Ferraresi, 1997).
Em dependência da geometria da cunha de corte, a formação do cavaco envolve elevadas
taxas de deformação e temperatura. O fluxo plástico de material gera tensões locais nas ferramentas,
distribuições de temperaturas na interface cavaco-ferramenta e determina as condições do material
da peça após a remoção do cavaco. Estas quantidades locais determinam as forças globais na
estrutura da máquina-ferramenta, que por sua vez resultam nas suas deformações estáticas e
dinâmicas (Mohruni et al, 2006). Além disso, elas determinam o desencadeamento de vários
fenômenos físico-químicos que comandam o desgaste de ferramenta, como as reações químicas,
desgaste abrasivo, adesão e difusão. Elas também determinam a potência que deve ser
disponibilizada para efeito de remoção de material e, portanto, influenciam na quantidade de calor
produzida por vários componentes do sistema (Alves et al, 2008). Os termos, a denominação e a
designação da geometria da cunha, são normalizados pelas normas DIN 6581 e ISO 3002/1 (Silva,
2002).
3.2 – Mecanismos de desgaste das ferramentas
Na usinagem existem dois fatores determinantes para substituição da ferramenta de corte,
são elas (Machado e Silva, 1999; Huang e Dawson, 2004):
• existência de avaria (quebra, trinca ou lascamento). Não é comum ocorrer no
torneamento de corte, exceto para condições de usinagem utilizadas acima
das especificadas ou recomendadas para cada ferramenta; pode ocorrer
quando a geometria da ferramenta é inapropriada. As avarias são comuns na
usinagem de corte interrompido como o fresamento devido aos choques
mecânicos e térmicos intrínsecos no processo;
17
• ocorrência de desgastes excessivos que comprometem a eficiência do
processo de usinagem. Este desgaste ocorre progressivamente e é gerado por
uma gama de diversos mecanismos. O desgaste na superfície de folga como
na superfície de saída das ferramentas (Figura 3.1), seja em cortes contínuos
ou interrompidos.
Existem três formas de desgaste que podem ser definidas (Campos, 2004):
• desgaste de cratera (área A da Figura 3.1);
• desgaste de flanco (área B da Figura 3.1);
• desgaste de entalhe (notch wear, áreas C e D da Figura 3.1).
Figura 3.1 – Tipos de Desgaste das Ferramentas (Campos, 2004).
A ferramenta deve ser reafiada ou substituída, dependendo do tipo e aplicação, antes do
desgaste atingir proporções elevadas, o que pode causar danos ao processo como quebra do inserto
e suporte, danos a peças, etc (Poulachon et al, 2001).
Segundo Campos (2004), em condições normais de corte, uma das formas de desgaste
apresentadas na Figura 3.1 irá prevalecer. São vários os mecanismos de desgaste, porém, grande
parte dos trabalhos existentes considera pelo menos seis mecanismos diferentes, conforme ilustra a
Figura 3.2.
18
Figura 3.2 – Mecanismos de desgaste das ferramentas (Campos, 2004).
3.3 – Problemas e Soluções Relacionadas ao Desgaste
A seguir são apresentados nas Figuras 3.3 a 3.10 os diversos tipos de desgaste, suas causas e
a forma de minimizá-los (Sandvik, 2005):
Figura 3.3 – Tipos de desgaste: desgaste de flanco e tipo entalhe (Sandvik, 2005).
19
Figura 3.4 – Tipos de desgaste: craterização (Sandvik, 2005).
Figura 3.5 – Tipos de desgaste: deformação plástica (Sandvik, 2005).
20
Figura 3.6 – Tipos de desgaste: aresta postiça (Sandvik, 2005).
Figura 3.7 – Tipos de desgaste: martelamento de cavacos (Sandvik, 2005).
21
Figura 3.8 – Tipos de desgaste: microlascas (Sandvik, 2005).
Figura 3.9 – Tipos de desgaste: fissuras térmicas (Sandvik, 2005).
Figura 3.10 – Tipos de desgaste: quebra da pastilha (Sandvik, 2005).
22
3.4 – Vida da Ferramenta
A vida de uma ferramenta pode ser definida como sendo o tempo em que a mesma trabalha
efetivamente desde o estado de nova até que se atinja um critério de fim de vida previamente
estabelecido, que defina a sua falha e, consequentemente, o momento de sua substituição (Hafiz,
2007). A definição do critério de fim de vida não é uma tarefa fácil. É necessário que se tenha como
medir os desgastes ou algumas das suas conseqüências sobre o estado da aresta de corte ou sobre
algum item que defina a qualidade da peça (Bobrovnitchii, 2006). Assim, o momento de troca da
aresta de corte da ferramenta deve ocorrer diante da ocorrência dos seguintes fatores ligados à
evolução dos desgastes. São eles (Ferraresi, 1997):
• iminência da quebra do gume cortante devido ao crescimento excessivo dos
desgastes;
• ocorrência de temperaturas excessivas presentes na ferramenta, as quais são
crescentes com o crescimento dos desgastes;
• as tolerâncias dimensionais não são mais possíveis de serem mantidas;
• o acabamento superficial não é mais satisfatório;
• aumento excessivo das forças de usinagem.
Pelo controle desses fatores numa operação de usinagem, pode-se saber quando a ferramenta
deve ser substituída ou reafiada. Além disso, fatores econômicos podem também definir a fixação
de determinado grau de desgaste (Machado e Silva, 1999).
Ao se definir um critério de fim de vida de uma ferramenta, a mesma pode ser expressa de
várias maneiras (Machado e Silva, 1999; Lima e Correa, 2002):
• comprimento total de corte (km ou m);
• tempo de trabalho efetivo de corte;
• percurso de avanço (mm);
• volume de material removido;
• número de peças produzidas;
• velocidade de corte para uma pré-fixada vida da aresta de corte.
23
3.5 – Curva de Vida de uma Ferramenta
A curva de vida é sempre característica do par aresta de corte da ferramenta material da
peça. Os ensaios de vida considerados mais confiáveis e que apresentam maior precisão são
resultantes de ensaios de usinagem de longa duração. Estes ensaios são assim denominados porque
exploram os resultados da evolução dos desgastes para diversas velocidades de corte (More et al,
2006).
Segundo Machado e Silva (1999), as curvas de vida da ferramenta são aquelas que associam
a vida da ferramenta, conforme critério previamente estabelecido em função da velocidade de corte.
Essas curvas são fundamentais para o estudo das condições econômicas de corte. Segundo
Malaquias (1999), quando o estudo das condições econômicas de corte forem objetivo de
otimizações, a velocidade de corte é fator o que maior influência exerce sobre a vida da ferramenta
e para este deve-se procurar as melhores condições de custo e produtividade. A profundidade de
usinagem e o avanço, apesar de exercerem influência na vida da aresta de corte, devem ser
selecionados com otimizados com base em outros critérios:
• o avanço deve ser selecionado o maior possível para a operação desejada. Assim, se
considerarmos operações de desbaste pesado, desbaste, desbaste leve, semi-
acabamento, acabamento e acabamento fino, o valor do desgaste deve ser fixado de
forma adequada às faixas de trabalho que sejam características de cada uma. Por
exemplo: para uma operação de acabamento deve ser selecionado um avanço que
esteja de conformidade com o raio de ponta da ferramenta e com a rugosidade
teórica imposta pelo projeto. Já para uma operação de desbaste normal, o maior
avanço permitido diante das restrições da ferramenta e da máquina seria a solução
otimizada.
• por seu lado, a profundidade de usinagem segue a mesma orientação para sua
adoção, ou seja, ao usinar uma peça cuja operação anterior foi um forjamento que
apresente um sobremetal de 0,5 mm, mesmo que melhor fosse usinar com
profundidades de usinagem da ordem de 2 mm/volta, de nada adiantaria esta
informação, pois, não haveria material suficiente para seleção deste valor para a
grandeza.
Malaquias (1999), demonstra em seu trabalho, que a profundidade de usinagem e o avanço
são determinantes do aspecto geométrico do cavaco e que a velocidade de corte define a rapidez
com que o cavaco é formado. Em uma experiência, cujos resultados encontram-se ilustrados na
24
Figura 3.11, fica evidenciado esta informação, pois, a profundidade de usinagem e o avanço
variando ocorre conseqüente variação da forma do cavaco, entretanto, com a variação da velocidade
de corte não se pode afirmar que a forma do cavaco varia.
Figura 3.11 – Influência da profundidade de usinagem, do avanço e da velocidade de corte na forma do cavaco (Malaquias, 1999)
Malaquias (1999) conclui que se deve otimizar os valores da profundidade de usinagem e do
avanço com base nas considerações acima e dedicar-se a otimizar a velocidade de corte visando os
menores custos e as máximas produções.
A Figura 3.12 ilustra como deve ser desenvolvido um ensaio de longa duração para
determinação da vida da aresta de corte. Para obtenção das curvas de vida contra velocidade de
corte, conforme ilustra o exemplo da Figura 3.12b, é necessário a construção de gráficos auxiliares
(Figura 3.12a) que forneçam o desgaste da ferramenta em função do tempo, para várias velocidades
de corte.
25
a b
KvT xc =×
Figura 3.12 – Determinação da curva de vida de uma ferramenta determinada através de ensaios de longa duração (Diniz et al, 2008; Ferraresi, 1997).
Na Figura 3.12a foi adotado, como exemplo, 0,8 mm de desgaste frontal para critério de
vida da aresta de corte. Com base neste critério de vida é que foi possível determinar os pontos m,
n, e o, os quais, transportados para a Figura 3.12b permitiu escrever a equação de vida devido a
Taylor (Equação 3.1), apresentada a seguir (Diniz et al, 2008):
(3.1)
Onde:
• T = vida da ferramenta expressa em [min];
• x = coeficiente da equação de vida de Taylor;
• K = constante da equação de vida de Taylor.
O valor de x na equação de vida de Taylor representa a sensibilidade da vida da aresta de
corte com relação à velocidade de corte. A constante K representa a vida específica da aresta de
corte, pois quando a velocidade de corte for unitária a vida da aresta será igual ao seu valor.
3.6 – Usinagem por Fresamento
A fresadora é uma máquina cuja ferramenta, denominada fresa, possui movimento de
rotação e que permite movimentar a mesa, sobre a qual esta fixada a peça, em um, dois, três ou mais
eixos (lineares ou angulares). Sendo assim, tem-se uma máquina especificamente criada para
26
execução de peças prismáticas, ao contrário do torno, que executa principalmente peças rotacionais
cujo perfil é de revolução.
A fresa, pode ser definida de forma bastante simplificada como sendo provida de arestas
cortantes dispostas simetricamente em torno de um eixo (Diniz et al, 2008).
O processo de usinagem por fresamento é um dos mais universalmente conhecidos,
possuindo grande variação quanto ao tipo de máquina utilizado, movimento da peça e tipos de
ferramentas. As aplicações freqüentes do processo são para obtenção de superfícies planas, rasgos,
ranhuras, perfis, contornos, cavidades e roscas, entre outros. O movimento relativo pode ser
resultante apenas da movimentação da ferramenta sobre a peça, ou ainda, ser resultante de uma
combinação de movimentos entre peça e ferramenta (Nunes et al, 2008).
Como ocorre em praticamente todas as operações de usinagem, o fresamento se desenvolve
com velocidades de avanço inferiores às velocidades de corte (Chen et al, 2005).
Como vantagens gerais do processo de fresamento podem-se citar as altas taxas de remoção
de cavacos e a possibilidade de obtenção de superfícies de elevada qualidade e complexidade
(Gravalos et al, 2007; Marques et al, 2007).
O processo básico de formação de cavaco no fresamento é similar aos outros processos de
usinagem. Praticamente toda a operação de fresamento consiste em corte interrompido, onde cada
dente atua num tempo igual ou inferior à metade do tempo necessário para a ferramenta completar
uma revolução. Neste processo, a espessura do cavaco produzido pela aresta de corte varia
constantemente (Teixeira Filho, 2006).
Em todas as variações de processos de fresamento, as arestas de corte não estão
constantemente em ação, como ocorre, por exemplo, em processos de torneamento ou furação. O
que ocorre geralmente é que em cada rotação da ferramenta as arestas de corte têm pelo menos uma
interrupção de corte, ou seja, cada aresta remove da peça uma porção individual de material na
forma de pequenos cavacos (Assis, 2010). Tal situação gera, em cada aresta da ferramenta, uma
solicitação cíclica de caráter mecânico e térmico, sendo de primordial influência sobre o
comportamento de desgaste da ferramenta. Ainda como conseqüência do tipo de movimento
relativo existente entre peça e ferramenta, tem-se durante o corte uma espessura de cavaco variável.
A espessura de usinagem h varia de acordo com o ângulo de contato ψ, tendo-se para um ângulo de
contato ψ =90º (aresta na mesma direção e sentido que o avanço) a máxima espessura de usinagem
(Figura 3.13).
Faz-se ainda necessário, para a descrição completa da condição de usinagem no fresamento,
o diâmetro da fresa, o número de dentes e seu ângulo de contato ψ, definido pelo ângulo de contato
na entrada ψ e o ângulo de contato na saída ψ0, que fornecem a parte da fresa que está de fato
atuando durante o corte (Diniz et al, 2008; Ferraresi, 1997).
27
Figura 3.13 – Condição de contato no fresamento (Diniz et al, 2008; Ferraresi, 1997).
De acordo com a direção de corte e da direção de avanço pode-se distinguir dois tipos de
fresamento: o concordante e o discordante. No fresamento concordante, os movimentos de corte e
de avanço têm o mesmo sentido, iniciando-se o corte com espessura máxima de cavaco. No
fresamento discordante a espessura inicial de corte é teoricamente zero. Assim, no início do corte
não há uma remoção nítida de cavaco, mas apenas o esmagamento do material da peça e o atrito
entre a aresta da ferramenta e o material da peça. De acordo com a posição de ferramenta em
relação à peça (no caso do eixo da ferramenta interceptar a peça) o processo assume uma porção
concordante e outra discordante, conforme Figura 3.14. Tal característica observa-se
freqüentemente no fresamento frontal, de topo e tangencial (Diniz et al, 2008; Ferraresi, 1997).
Figura 3.14 – Fresamento discordante, concordante e combinado, respectivamente.
Algumas das principais vantagens do fresamento concordante em relação à variação
discordante são: a resultante da força de corte empurra a peça contra sua fixação na mesa da
máquina, minimizando a possibilidade de vibrações; há um menor desgaste e, por conseqüência,
28
maior vida da ferramenta, melhor qualidade superficial obtida e menor potência de corte e esforços
de corte e de avanço.
Apesar das vantagens que o fresamento concordante possui, há situações nas quais não é
possível utilizá-lo como, por exemplo, (Diniz et al, 2008):
• quando a máquina-ferramenta apresenta folga no fuso de sua mesa de avanço, porque
a componente horizontal da força de usinagem possui o mesmo sentido do avanço da
mesa. Fator comum em máquinas convencionais porque a porca do sistema de
avanço da máquina usa a folga oposta ao seu assento junto ao fuso, gerando vibração
no sistema (em máquinas CNC isso não acontece porque o avanço é feito por fuso de
esferas recirculantes);
• na existência de resíduos de fundição na superfície da peça, se peça foi processada
por forjamento ou for muito irregular porque o contato inicial da aresta se dá em
condições desfavoráveis com a espessura do cavaco em seu máximo (Figura 2.14)
fazendo com que a vida útil da ferramenta seja menor.
Dentre as possíveis variações do processo de fresamento, uma das que possui maior
emprego nos setores de ferramentaria é o fresamento de topo. O processo é utilizado na produção de
ranhuras, cavidades, rebaixos, gravações, rasgos e em operações típicas de matrizaria pela sua
aplicação cada vez mais crescente na substituição de processos tradicionalmente empregados,
graças a sua maior produtividade (Chiaverini, 1981; Diniz et al, 2008; Ferraresi, 1997). Tal
evolução se dá principalmente devido ao desenvolvimento de máquinas ferramenta com maior
rigidez e materiais de ferramenta mais resistentes ao desgaste, aliados ao desenvolvimento
tecnológico do fresamento empregando elevadas velocidades de corte.
Em função do campo de aplicação, por exemplo, em ranhuras profundas em matrizes, as
fresas de topo muitas vezes são configuradas com elevado índice de esbeltez (L/D > 5-10, onde L é
o comprimento da peça e D é o seu diâmetro), já que, dependendo das condições de engajamento e
de contato, podem surgir vibrações regenerativas que aliadas às deflexões da ferramenta levam a
erros de forma e dimensionais nas peças. Dependendo ainda da combinação de corte utilizada, a
ferramenta pode ser puxada da fixação na máquina (mesmo sentido de rotação e da hélice) ou
forçada em direção a esta (sentido de rotação e de hélice contrários). Esta última combinação é
usada preferencialmente no fresamento de contornos, onde somente a parte periférica da fresa atua
(Lima e Correa, 2002; Momper, 2000).
29
As fresas de topo possuem arestas tanto em sua periferia quanto na sua face, cortando,
portanto nessas duas regiões. Essas fresas podem ter corte à direita ou à esquerda, com ranhuras em
hélice também nos dois sentidos. Podem ser construídas com topo simples ou duplo, haste e corpo
cilíndricos ou cônicos, diâmetros diversos, um número variável de dentes e de canais, podendo ser
retos ou helicoidais. O topo pode ser reto, esférico ou ainda toroidal. A Figura 3.15 apresenta alguns
tipos de fresas de topo disponíveis.
Figura 3.15 – Tipos de fresas de topo (Kratochvil, 2004).
3.7 – Fresotorneamento
Fresotorneamento é um conceito relativamente novo na tecnologia de fabricação de
máquinas multitarefas 4 ou 5 eixos. Para executar esta operação é necessário ter rotação simultânea
tanto da peça como da ferramenta. Este processo, dependendo da posição espacial dos eixos de
rotação, podem ser classificados como fresotorneamento coaxial ou ortogonais. Se denomina
coaxial quando os eixos de rotação da ferramenta e da peça são paralelos entre si. Esta opção é
adequada tanto para usinagem interna como externa quando se trata de uma peça rotativa. Para a
aplicação desta técnica, a rotação da peça é relativamente lenta em comparação com a velocidade de
rotação da ferramenta. Isto envolve uma série de vantagens como a geração de cavacos curtos em
função da cinemática do processo mesmo em caso de usinagem de materiais dúcteis. No caso da
usinagem de peças muito compridas, a baixa rotação evita a exposição da peça à altas frequências
geradas no torneamento convencional (Fernández et al, 2010).
Já no fresotorneamento ortogonal, o eixo de rotação da ferramenta é perpendicular à peça,
onde este processo é aplicável somente para usinagem externa.
Existem uma série de vantagens no emprego do fresotorneamento em relaçao ao
torneamento ou fresamento convencional:
• bons resultados são obtidos quando se usina peças de paredes finas, já os esforços de
corte são menores do que o torneamento convencional;
30
• possibilidade de usuar ferramentas mais rígidas dando ao processo maior estabilidade
quando a taxa de romoção for alta (Weingaertner et al, 2007);
• quando adotada uma ferramenta com alta velocidade de corte e parâmetros
geométricos adequados, é possível obter uma boa qualidade superficial comparada inclusive
com o processo de retificação (Schulz e Kneisel, 1994);
• a saída do cavaco é mais simples, o que possibilita uma melhor refrigeração evitando
problemas com o excesso de temperatura, quando aplicável (Fernández et al, 2010);
• quando se usina em baixas velocidades de corte, a possibilidade de problemas
gerados pela força centrífuga é minimizada.
3.8 – Cementação
A carbonetação ou cementação (como é tecnicamente mais conhecido no Brasil) é um
processo de beneficiamento (visando o endurecimento superficial) que consiste na adição de
carbono à superfície de aços de baixo carbono. Tal processo ocorre entre 850 e 950ºC porque nesta
faixa de temperatura há uma estabilidade maior da austenita em uma estrutura cristalina com alta
solubinidade em carbono (Farias, 2009).
3.8.1 – Aços para Cementação
Segundo Farias (2009)Para realização do processo de cementação, o aço deve ter baixo teor
de carbono porque a difusão do mesmo será mais rápida e, principalmente, porque o núcleo de uma
aço baixo carbono apresentará boa tenacidade e resitência a choques nas peças confeccionadas com
este material.
Há casos, porém, onde o núcleo deve ter maior resistência semelhante à estrutura martensita
após o revenimento que pode ser obtida com carbono mais elevado (aproximadamente 0,30%)
juntamente com outros elementos de liga como o níquel, cromo e molibidênio. Esses aços são
chamados tecnicamente de “aços liga” para beneficiamento (Lampman, 1991).
Um aço muito utilizado para o processo de cementação é o aço ABNT 8620 (Rodrigues et
al, 2011). Após o tratamento térmico de cementação, o teor de carbono na superfície do material
31
aumenta para aproximadamente 1% onde sua tensão de escoamento é de 860MPa na condição
endurecida enquanto a tensão no núcleo da mesma peça será de 385MPa (Ogata, 2003).
3.9 – Análise de Variância (ANOVA)
A Análise de Variância (Analysis Of Variance - ANOVA) tem o objetivo de comparar dois
grupos no que diz respeito à localização (Tusset et al, 2008).
A ANOVA visa chegar estatisticamente a uma resposta em relação a mais de uma questão
feita através de um estudo de caso (Bouacha et al, 2009), por exemplo, qual de três classes de
insertos utilizadas num processo de torneamento comum a todas elas tem a melhor vida útil. A
comparação é realizada através da análise da dispersão do conjunto de dados (como no caso
exemplificado: peças produzidas, velocidade de corte, etc.) vindo desta característica a
denominação “análise de variância.
Os tipos mais utilizados na ANOVA em função das variâncias ocorridas são a de fator
simples e fator duplo, lembrando que este não é um número limitador levando-se em conta que a
ANOVA o número de níveis ou efeitos que os seus grupos distintos considerados (Montgomery,
2001).
3.9.1 – Intervalos de Confiança pelo Método Tukey
Este método se caracteriza pela formação de intervalos de confiança para todos os pares de
médias da ANOVA de maneira que o conjunto de todos os intervalos possua em elaborado grau de
confiança (Bussab, 1986). A construção destes intervalos depende da igualdade de dimensão dos
grupos analisados. Segundo Tusset (2008), o número mais utilizado estatisticamente é o 0,95 ou
95% de confiança de que todos os intervalos obtidos possuam as mesmas diferenças entre si.
4 - MATERIAIS E MÉTODOS
O método utilizado neste trabalho caracteriza a pesquisa como sendo explicativa no tocante
aos seus objetivos, quantitativa no tocante à abordagem do problema e aplicada do ponto de vista de
seus objetivos (Coughlan e Coghlan – 2002 e Voss e Frohlich - 2002).
Toda a parte experimental deste trabalho foi realizada dentro do departamento de usinagem
da divisão de juntas e semi-eixos de uma empresa fabricante para o mercado automotivo nacional e
internacional que optou por não identificar-se. Este capítulo trata de apresentar as condições em que
foram realizados os testes com foco nos materiais utilizados, equipamentos disponíveis e
procedimentos adotados.
4.1 – Materiais e métodos
O trabalho se desenvolveu, utilizando-se o chão de fábrica como laboratório de pesquisa e
consistiu em realizar o acompanhamento do processo durante a usinagem dos assentos de esferas
das gaiolas de juntas homocinéticas.
O material da peça, ferramentas, máquinas, laboratório metalúrgico e todos os dados
necessários para obtenção dos resultados foram fornecidos pela empresa produtora das janelas de
gaiolas. Esses dados estão listados a seguir:
• Peça alvo da pesquisa: a usinagem do assento de esferas da gaiola de juntas
homocinéticas confeccionada em aço ABNT 8620 (Figura 4.1), cementado, com
dureza entre 58 e 62 HRC (Diniz et al, 2008). Esta faixa de dureza permitiu que o
material da peça fosse caracterizado como sendo um material endurecido. Desta forma,
foi dispensado no planejamento do processo, todos os cuidados referentes à usinagem
de materiais considerados resistentes ao corte;
Figura 4.1. Fotos da gaiola de junta homocinéticas.
33
• Seleção da ferramenta: para atender os objetivos do trabalho, o material da
ferramenta foi metal duro com ponta de cBN (Cubic Boron Nitride) classe BN300. Foi
selecionado o fabricante de cBN Sumitomo, onde a classe selecionada é constituída de
60% de concentração de cBN e 40% TiN (Nitreto de Titânio). Esta seleção foi
realizada entre as diversas possibilidades conforme Tabela 4.1. Nesta tabela são
listados os tipos de cBN disponíveis no mercado bem como seus respectivos
fabricantes. Assim, os fornecedores de ferramentas podem adquirí-los como matéria-
prima base para confecção de seus insertos de cBN, caracterizando suas geometrias
finais, realizando suas fixações sobre os insertos de metal duro e, enfim, cuidando dos
demais detalhes de produção destes tipos de insertos;
Tabela 4.1. Classes de cBN disponíveis (Souza Júnior, 2001)
• Insertos de cBN: optou-se pela utilização de insertos intercambiáveis, classificação
ISO - TPGW160408 (Figura 4.2), formando uma fresa com apenas um dente junto a
um suporte que gere um fresamento discordante. A definição da ferramenta, conforme
citado anteriormente, foi realizada em parceria com fornecedor (Sumitomo) utilizando
as características geométricas e de dureza do material da peça, com atenção especial
para o fato de tratar-se de usinagem com corte interrompido (Pawade et al, 2008). A
composição do teor de cBN aliada ao TiN, caracteriza um material de ferramenta de
boa resistência ao desgaste aliado a boa tenacidade exigida no processo (Diniz et al,
2008). Os insertos com a classificação ISO acima mencionada foram fixados por
brasagem dos elementos de cBN, sobre substrato de metal duro, provenientes de quatro
fornecedores de insertos identificados por 1,2,3 e 4: Taegu-Tec, Sumitomo, Mapal e
34
Kennametal, respectivamente. É importante salientar que os quatro fornecedores
participaram destes testes doando parte dos insertos, pois, havia o interesse de assumir
o fornecimento como fator incentivador desta doação. Devido ao custo, infelizmente o
número de insertos doados foi pequeno, por este motivo, foram adquiridos mais alguns
insertos, o que no total significou a possibilidade de realizar um número satisfatório de
ensaios;
Figura 4.2. Inserto TPGW 160408 (Iscar 2010).
• Controle da dureza: com o objetivo de garantir não somente a qualidade das peças
fabricadas, mas também para garantir o aspecto de cunho científico exigido para
realização da pesquisa, foi utilizado um durômetro da marca Microtest modelo 5001
existente no Laboratório de Metalurgia da Empresa, para controlar a dureza (58 –
62HRC) em cada lote avaliado a fim de se verificar qualquer desvio de processo em
relação aos parâmetros estabelecidos onde foi avaliado a corrida de forno de cada lote
de peças, mas não foi utilizado em forma de dados para este estudo;
• Centro de torneamento: considerando-se os movimentos de entrada e saída entre
ferramenta e peça, sincronizados e relativos, para realizar a usinagem entre um assento
de esfera e outro subseqüente, deparou-se com a necessidade de encontrar uma
máquina ferramenta capaz de realizar de forma precisa tais operações de usinagem.
Assim, as peças foram usinadas em um centro de torneamento vertical de duplo fuso e
ferramenta acionada de marca Romi-Emag modelo Twin VSC-250, conforme Figura
4.3, que se mostrou bastante adequado para a realização da usinagem;
35
Figura 4.3. Máquina utilizada para usinagem das peças.
• Controle de qualidade: O controle de qualidade de fabricação das gaiolas foi
realizado peça a peça. Tal rigor foi devido ao fato de tratar-se de peça de
responsabilidade na qual, a superfície usinada iria trabalhar em contato com as esferas,
exigindo assim tolerância dimensional adequada (± 0,015 mm) e acabamento
superficial controlado Ra 0,2 µm. As medidas foram realizadas em um apalpador
eletro-mecânico marca Marposs, modelo PCMS 4334 (Figura 4.4) e o rugosímetro
utilizado foi o Taylor-Hobson modelo Surtronic 25. Este controle foi apenas para
verificar o dimensional da peça testada para que a mesma pudesse ser utilizada na
montagem final e para garantir a eficácia dos testes, não sendo utilizada
estatisticamente para este estudo;
• Definição dos parâmetros de usinagem: Por decisão da empresa não houve
permissão para que fosse variada a velocidade de corte. A velocidade de corte foi, por
este motivo, ajustada pelo fabricante do sistema de automação e do comando numérico
utilizado pela máquina na momento da instalação da mesma.
36
Figura 4.4. Apalpador Marposs.
Conforme mencionado anteriormente, porém com mais detalhamento, o motivo desta
decisão foi porque com a entrada e saída da ferramenta para cortar o assento de esferas de cada
janela havia necessidade de um sincronismo entre a aproximação e afastamento da ferramenta na
direção X e do giro relativo entre a ferramenta e a peça na direção Z (Figura 4.5). Isto significa que
a cada volta completa e contínua da peça em torno do seu eixo Z, a ferramenta deve entrar e sair da
peça na direção X seis vezes, para usinar os seis assentos de esferas existentes, avançando a cada
giro da peça o valor do avanço que segue:
• 0,09 mm/volta;
• 0,10 mm/volta;
• 0,11 mm/volta.
O fato de não poder variar a velocidade de corte representou uma forte restrição
relativamente às possibilidades de melhor explorar as condições otimizadas de usinagem dos
assentos das esferas (Gunnberg et al, 2006). Teria sido possível, por exemplo, mantendo o
sincronismo entre a rotação da ferramenta e a rotação da peça, explorar velocidades de corte
relativas mais produtivas ou de menor custo.
37
Figura 4.5. Representação gráfica e dimensões envolvidas no processo.
Os parâmetros utilizados foram:
três valores de avanço, a saber, 0,09 mm/volta; 0,10 mm/volta e 0,11
mm/volta. Estes valores de avanço foram sugeridos por cada fornecedor,
lembrando que cada ferramenta tem apenas um dente;
o primeiro avanço utilizado para cada inserto diferente foi sempre o 0,10
mm/volta. Isto porque, por ser um valor médio dos avanços sugeridos pelos
fornecedores, serviram como uma primeira tentativa de verificação de
desempenho do processo;
rotação da peça 1000 rpm e rotação da ferramenta 6000 rpm;
velocidade de corte resultou em 203 m/min para o diâmetro de 85 mm da
peça e, para o diâmetro interno de 75 mm resultou em 234. É importante
salientar que estas velocidades de corte são relativas entre ferramenta e peça,
pois, é necessário lembrar que ambas são dotadas de movimento de rotação;
38
tempo médio de troca de ferramenta foi medido com um cronômetro. Três
funcionários diferentes fizeram pelo menos 5 medidas e o valor médio
arredondado para 0,5 min;
preço do inserto foi o mesmo para todos os fornecedores de ferramentas e,
caso fosse cobrado, custaria R$120,00;
tempo de corte por peça foi calculado. Para o avanço 0,10 mm/volta resultou
em 0,01 min para cada assento da gaiola; para o avanço de 0,09 mm/volta
resultou em 0,011 min e para 0,11 mm/volta resultou 0,009 min
três afiações de arestas, de acordo com a indicação técnica de cada
fornecedor envolvido, conforme Figura 4.6 (Hua et al, 2006):
aresta de corte da ferramenta chanfrada e arredondamento nas duas
linhas do chanfro (chanfro T+S) – solução adotada pelo fornecedor de
inserto 1;
sem chanframento, porém com aresta corte da ferramenta
arredondada (aresta S) – solução adotada pelo fornecedor de insertos
2; e,
aresta de corte da ferramenta com chanfro simples sem
arredondamento (chanfro T) – solução adotada pelos fornecedores de
inserto 3 e 4.
Figura 4.6. Representação gráfica dos tipos de preparação de aresta utilizadas.
• Seqüência dos ensaios realizados: Foram realizados testes com os insertos dos quatro
fornecedores. O critério de vida utilizado foi o de substituir a aresta de corte do inserto
somente quando houvesse pré-lascamento, lascamento, ou quebra generalizada da
aresta de corte do inserto ou a quebra de sua cunha cortante (o que ocorrer primeiro).
Os ensaios foram repetidos quatro vezes para cada um dos três valores de avanço
39
utilizados para cada tipo de inserto. Após esta fase de testes os resultados foram
avaliados e os insertos de menor desempenho foram descartados. Para aqueles que
apresentaram melhor resultado analisou-se a influência do avanço e da afiação
utilizada para cada tipo de inserto, por meio de um estudo estatístico baseado em
distribuição normal de dados utilizando conceitos de Montgomery (2001) e Shapiro e
Wilk (1965) com uso do software Minitab e com auxílio da ferramenta ANOVA
(Análise de Variância) disponível no Microsoft Excel.
5 - RESULTADOS E DISCUSSÕES
5.1 – Análise visual dos resultados
Constam na Tabela 5.1 os resultados dos ensaios realizados com cada um dos quatro
fornecedores de insertos. Esta tabela está apresentada na ordem em que foram ensaiados os avanços.
Observa-se na Tabela 5.1 que os insertos dos fornecedores 3 e 4, por utilizarem a afiação da
aresta de corte da ferramenta com chanfro simples sem arredondamento (chanfro T), não
apresentaram bons resultados, quando se utilizou o avanço de 0,10 mm/volta. Os insertos
apresentaram vidas entre um mínimo de 52 peças e um máximo de 124 peças.
Aparentemente, o desempenho aquém do esperado para estes insertos dos fornecedores 3 e 4
está relacionado com o fato do chanfro sem arredondamentos ter duas novas arestas de corte muito
“vivas” que, ao deparar-se com a usinagem de um material com alta dureza, tiveram baixa
resistência à formação de pequenos lascamentos inicialmente, os quais fragilizaram a cunha da
ferramenta levando à quebra prematura (Hafiz et al, 2007). Por este motivo, não foram realizados os
04 ensaios nos avanços de 0,09mm/volta e 0,11 mm/volta para os fornecedores 3 e 4, tendo em vista
o fato de o chanfro “T” não possuir resultado satisfatório perante as outras preparações de arestas.
Ao iniciar os testes com os insertos dos fornecedores 1 e 2 verificou-se que o desempenho
foi muito melhor quando foram utilizadas as mesmas condições operacionais usadas para os
insertos 3 e 4, inclusive o avanço de 0,1 mm/volta. Este é outro motivo que fez com que os insertos
dos fornecedores 3 e 4 não merecessem maior atenção, tendo sido descartada a proposta de
utilização do chanfro T.
Conforme pode ser visto na Tabela 5.1 e resumido na Tabela 5.2, o cálculo da vida média
para cada valor de avanço mostrou a superioridade do inserto do fornecedor 1. Se for considerado
apenas o valor da vida em número de peças para o avanço de 0,09 mm/volta, observa-se que o
inserto do fornecedor 1 produziu aproximadamente 25% mais peças que o inserto do fornecedor 2.
Este fato ajuda na conclusão prévia de que o melhor tipo de afiação é o conseguido quando
se utilizou a confecção do chanfro com arredondamento das duas novas arestas de corte criadas por
ele. Ou seja, a afiação T+S é mais vantajosa que a afiação S, que consistiu somente em
arredondamento das arestas de corte da ferramenta. As ferramentas dos fornecedores devem têm
preços aproximados, pois, o cBN é do mesmo fabricante. Este fato impede a possibilidade dos
custos por peça para a ferramenta 2 superarem com vantagem sobre a produção de peças
conseguida pelo inserto 1.
41
Outro aspecto importante que consta da Tabela 5.1 é que para o inserto do fornecedor 1, o
avanço de 0,11 mm/volta teve um desempenho pior, pois o critério de vida foi sempre quebra da
pastilha ou lascamento para uma vida média 10% menor que para o avanço de 0,09 mm/volta.
Além disso, observa-se que para o avanço 0,10 mm/volta, o critério de vida (ou motivo da
troca do inserto) foi o mesmo que para 0,09 mm/volta, ou seja, pré-lascamento, este um dos fatores
pré-determinados no capítulo anterior. Embora a vida seja ~2% menor, o acréscimo de ~11% no
valor do avanço pode significar um acréscimo importante em produtividade, já que a influência do
avanço é praticamente linear neste caso.
Nesta análise puramente visual, é possível recomendar o inserto do fornecedor 1 e o avanço
0,1 mm/volta.
Tabela 5.1. Resultados ensaios para os insertos dos fornecedores 1 a 4.
Nº Descrição Classe Fornecedor Vc (m/min)
Avanço (mm/rot)
Tipo de Chanfro
Critério de vida
Vida (número
de peças)
Vida média
para cada avanço
1 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 T + S Pré-lascamento 812
806 2 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 T + S Pré-lascamento 825 3 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 T + S Pré-lascamento 786 4 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 T + S Pré-lascamento 803 5 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 T + S Pré-lascamento 831
820 6 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 T + S Pré-lascamento 817 7 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 T + S Pré-lascamento 822 8 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 T + S Pré-lascamento 813 9 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,11 T + S Lascamento 753
736 10 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,11 T + S Quebra do cBN 731 11 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,11 T + S Quebra do cBN 686 12 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,11 T + S Pré-lascamento 775 13 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,10 S Pré-lascamento 615
594 14 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,10 S Pré-lascamento 596 15 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,10 S Quebra do cBN 568 16 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,10 S Quebra do cBN 598 17 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,09 S Quebra do cBN 625
631 18 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,09 S Quebra do cBN 633 19 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,09 S Quebra do cBN 654 20 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,09 S Quebra do cBN 612 21 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,11 S Lascamento 544
556 22 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,11 S Quebra do cBN 582 23 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,11 S Quebra do cBN 556 24 TPGW 160408 2NU-SHMA6942 S7182BN300 2 203 0,11 S Quebra do cBN 541
25 TPGW 160408 T13 N-OAC-FU840 3 203 0,10 T Quebra do cBN 85
71 26 TPGW 160408 T13 N-OAC-FU840 3 203 0,10 T Quebra do cBN 63 27 TPGW 160408 T13 N-OAC-FU840 3 203 0,10 T Quebra do cBN 87 28 TPGW 160408 T13 N-OAC-FU840 3 203 0,10 T Quebra do cBN 52 29 TPGW 160408 MT – KB5625 4 203 0,10 T Quebra do cBN 112
115 30 TPGW 160408 MT – KB5625 4 203 0,10 T Quebra do cBN 124 31 TPGW 160408 MT – KB5625 4 203 0,10 T Quebra do cBN 107 32 TPGW 160408 MT – KB5625 4 203 0,10 T Quebra do cBN 118
42
Observa-se ainda na Tabela 5.2 e na Figura 5.1, que o avanço exerce uma influência
relativamente significativa na vida da ferramenta (Korkut e Donertas, 2007), pois, para os insertos
do fornecedor 1 a vida da ferramenta, para o avanço de 0,09 mm/volta foi aproximadamente 10%
maior do que para o avanço de 0,11 mm/volta. Este fato ocorreu também com os insertos do
fornecedor 2, pois, a vida foi cerca de 12% maior para o menor avanço.
De acordo com Dolinsek e Kopac (2006), o tipo de afiação de aresta de corte exerce
influência na vida da ferramenta, fato este que foi devidamente comprovado nesta pesquisa. No
estudo apresentado, esta variação de aresta ocorreu intencionalmente por que os diferentes
fornecedores utilizaram afiações diferentes, para que pudessem ser realizados testes comparativos
antes da adoção das condições de usinagem do assento de esferas da gaiola de juntas homocinéticas
em produção normal.
Segundo Zeilmann et al (2011), um aumento do avanço provoca aumento da quantidade de
calor gerado e, também, um aumento da área de contato cavaco/ferramenta que recebe tal calor e
teria a possibilidade de dissipá-lo proporcionalmente. Apesar disto, a quantidade de calor gerada é
maior que o calor dissipado, pois o desgaste aumenta com o aumento do avanço provocado por este
desequilíbrio (Salami et al, 2007).
É importante salientar que os resultados apresentados na das Figura 5.1 são confirmados
pelos resultados publicados na literatura (Diniz et al, 2008).
Além disso, estes autores também afirmam que as arestas de corte de insertos de cBN devem
ser preparadas de modo a direcionar os esforços de corte para o centro da pastilha a fim de se evitar
quebras devido à alta dureza do material da ferramenta.
Ou seja, o tipo de afiação de aresta de corte exerce influencia na vida do inserto, pois a
mesma é que vai direcionar os esforços de corte para centro do inserto ou não.
Além disso, observa-se também na tabela 5.1 que, apesar do chanfro T+S utilizado pelo
fornecedor 1 ter sido o de melhor desempenho, o simples arredondamento da aresta de corte
utilizado pelo Fornecedor 2 mostrou-se como uma solução razoavelmente boa quando comparada
com os demais tipos de afiação.
Tabela 5.2 – Resumo das vidas médias e desvios padrões para cada avanço fornecedores 1 e 2
Fornecedor de Ferramenta Avanço [mm/volta]
Vida média [Número de peças]
Desvio Padrão
1 0,09 820 8
0,10 806 18
0,11 736 22
2 0,09 631 17
0,10 594 19
0,11 556 19
43
0,110,100,09
850
800
750
700
650
600
550
Avanço (mm/volta)
Vid
a (n
úmer
o de
peç
as)
12
Fornecedor
Figura 5.1 – Influência do avanço na vida dos insertos.
5.2 – Análise estatística dos resultados
Além da análise gráfica visual, foi também realizada uma análise estatística dos resultados.
Primeiramente o teste de normalidade de baseado no teste Shapiro-Wilk (Shapiro e Wilk,
1965) com plotagem da distribuição dos valores ao longo de uma reta utilizando-se o software
Minitab. Isso foi realizado para verificar a possibilidade de se executar a ANOVA nos resultados
obtidos. Segundo Timossi et al (2010), para a segurança dos resultados obtidos a partir de índices
médios com intervalo de confiança médio consistente, uma das premissas a seguir devem estar
cumpridas:
• amostra aleatoriamente simples;
• desvio padrão conhecido;
• população normalmente distribuída;
• número da população maior que trinta.
Verificou-se que a população dada para os dados obtidos pelos fornecedores 1 e 2 se
encontram distribuídos normalmente, conforme mostra as Figuras 5.2 e 5.3. O que permitiu
estatisticamente utilizar a ferramenta ANOVA com grande grau de confiança (Cantelmo e Ferreira,
2007).
44
50250-25-50
99
95
90
80
70
60504030
20
10
5
1
Residual
Penc
entu
al
Gráfico de Probabilidade Normal(em função da vida da ferramenta)
40200-20-40
7
6
5
4
3
2
1
0
Residual
Freq
üênc
ia
Histograma(Em função da vida da ferramenta)
Figura 5.2–Distribuição dos resultados de vida obtidos para todos os avanços dos fornecedores 1 e 2
Figura 5.3–Histograma dos resultados de vida obtidos para todos os avanços dos fornecedores 1 e 2
Os dados da Tabela 5.1 (apenas para os fornecedores 1 e 2) levam a formação da Figura 5.4
quando é considerada a produção média de cada fornecedor em função dos avanços ajustados.
Tratando tais dados através da ferramenta “ANOVA fator duplo com repetição” foi possível
analisar estatisticamente a influência do avanço e do tipo de afiação na vida para os insertos dos
fornecedores 1 e 2 (Bouacha et al, 2009; Tusset et al, 2008).
Os dados analisados e calculados através da planilha estão dispostos abaixo:
45
Figura 5.4 - Aplicação da ANOVA fator duplo de repetição para 95% de confiança na análise estatística dos resultados.
Seguindo os critérios da ANOVA, a interpretação dos dados dispostos na Tabela (5.1) se dará
testando as hipóteses nulas em função da distribuição dos valores dispostos em “F” e “Fcrítico” tanto
para as amostras que consideram a vida para o tipo de afiação de aresta de corte dos fornecedores 1
e 2, quanto para os avanços que foram os fatores pesquisados.
Se for encontrada uma resposta que mostre que CríticoFF > , então a hipótese nula passa a ser
rejeitada e, estatisticamente, pode-se afirmar que o fator em estudo tem influência no resultado final
(Timossi et al, 2010).
Na linha “amostra” da Figura 5.4. pode-se retirar os valores calculados pela ANOVA
correspondentes aos tipos de afiações das arestas de corte utilizados, quais sejam:
Fcrítico = 4,41; F = 482,88
Como CríticoFF > pode-se afirmar que o tipo de afiação da aresta de corte exerce influência na
vida das mesmas.
Da forma similar, na linha “colunas” da Figura 5.4. pode-se retirar os valores calculados pela
ANOVA correspondentes aos avanços utilizados, quais sejam:
Fcrítico = 3,55; F = 28,42.
46
Como CríticoFF > pode-se afirmar que também o avanço exerce influência na vida das arestas de
corte.
Também é observado na Figura 5.1 que a reta entre os avanços de 0,09 e 0,10mm/volta é muito
mais atenuada do que a observada entre 0,10 e 0,11mm/volta. Para verificar os motivos de tal
ocorrência, utilizou-se o Teste Simultâneo de Tukey (utilizando-se o software Minitab) no intervalo
de confiança de 95%, conforme Figura 5.5.
Tukey 95,0% Simultaneous Confidence Intervals Response Variable vida All Pairwise Comparisons among Levels of fornecedor fornecedor = 1 subtracted from: fornecedor Lower Center Upper -----+---------+---------+---------+- 2 -212,7 -194,2 -175,6 (--*--) -----+---------+---------+---------+- -180 -120 -60 0 Tukey Simultaneous Tests Response Variable vida All Pairwise Comparisons among Levels of fornecedor fornecedor = 1 subtracted from: Difference SE of Adjusted fornecedor of Means Difference T-Value P-Value 2 -194,2 8,836 -21,97 0,0000 Tukey 95,0% Simultaneous Confidence Intervals Response Variable vida All Pairwise Comparisons among Levels of f f = 0,09 subtracted from: f Lower Center Upper ------+---------+---------+---------+ 0,10 -53,1 -25,50 2,12 (---------*--------) 0,11 -107,5 -79,87 -52,25 (--------*---------) ------+---------+---------+---------+ -90 -60 -30 0 f = 0,10 subtracted from: f Lower Center Upper ------+---------+---------+---------+ 0,11 -82,00 -54,37 -26,75 (--------*--------) ------+---------+---------+---------+ -90 -60 -30 0 Tukey Simultaneous Tests Response Variable vida All Pairwise Comparisons among Levels of f f = 0,09 subtracted from: Difference SE of Adjusted f of Means Difference T-Value P-Value 0,10 -25,50 10,82 -2,356 0,0732 0,11 -79,87 10,82 -7,381 0,0000 f = 0,10 subtracted from: Difference SE of Adjusted f of Means Difference T-Value P-Value 0,11 -54,37 10,82 -5,025 0,0003
Figura 5.5 – Teste Simultâneo de Tukey
47
Analisando o teste de Tukey para a comparação estatística de valores de avanços entre os pares
0,09 - 0,11mm/volta e 0,10 – 0,11mm/volta é possível ver que o range de valores plotados ficam
ambos à esquerda do zero no gráfico (-107.5 a -52.25 e -82.00 a -26.75 respectivamente). Já para o
par de avanços 0,09 – 0,10mm/volta percebe-se um range de valores entre -53.1 e +2.12.
A análise estatística dessas comparações via teste de Tukey nos permite concluir que a variação
de vida útil do inserto entre os avanços 0,09 e 0,10mm/volta é estatisticamente desprezível porque
inclui valores no range acima de 0 (zero) (Tusset, 2008). Já para as comparações dos pares de
avanço 0,09 – 0,11mm/volta e 0,10 – 0,11mm/volta nota-se que ambos ranges encontram-se com
valores negativo, o que permite concluir que há variação estatisticamente considerável na vida útil
do inserto ao variar os avanços entres estes dois pares de valores.
Também é possível avaliar pelo teste de Tukey a influência da vida útil do inserto através do
tipo de afiação de aresta. Observou-se que para as afiações dos fornecedores 1 e 2 temos uma faixa
de análise comparativa entre -212.7 e -175.6, valores bem mais distantes do zero que os comparados
entre os avanços, o que permite concluir estatisticamente que a variação de preparação de aresta
também influi na vida útil dos insertos e, como os valores da faixa estão bem mais distantes do zero
em comparação com as análises para os avanços, também é possível concluir estatisticamente que a
preparação de aresta influencia na vida útil em proporção maior que a variação de avanço.
Considerando estes resultados, verifica-se que as discussões realizadas na análise visual foram
ratificadas pela análise estatística.
5.3 – Ensaios complementares
Com base nos ensaios e resultados observados na Tabela 5.1, pode-se fazer as seguintes
considerações:
• o fornecedor 1, devido o emprego da afiação da aresta com chanfro e arredondamentos
T+S mostrou-se o melhor;
• o critério de vida utilizado baseado em pré-lascamento, lascamento ou quebra da aresta
de corte foi considerado traumático;
• o avanço de 0,09 mm/volta foi o que mostrou os melhores resultados;
• o avanço de 0,10 mm/volta mostrou resultados relativamente positivos (conforme
analisado pelo Teste de Tukey).
Assim, decidiu-se realizar alguns ensaios complementares utilizando os seguintes critérios:
• fixar a vida em 800 peças por aresta de corte (valor médio dos ensaios preliminares);
48
• utilizar os avanços de 0,09mm/volta e 0,10mm/volta, que obtiveram melhor
desempenho e variações de vida útil estatisticamente iguais, de acordo como teste de
Tukey;
• realizar testes apenas com os insertos do fornecedor 1.
Para estas condições, foram realizados 18 ensaios levando 18 insertos até o final da vida, ou
seja, até que fosse atingido o número de 800 peças/aresta de corte. Os resultados encontram-se
apresentados na tabela 5.3. A análise destes dados obtidos permitiu observar que:
• para os avanços 0,09 e 0,10 mm/volta, apenas duas arestas tiveram pré-lascamentos e
em cada caso, não lograram atingir as 800 peças. Estes dados podem ser considerados
como aleatórios e acidentais. Mesmo assim, as duas arestas, que tiveram problemas,
conseguiram atingir vidas de 680 e 769 peças;
• Considerando somente os avanços 0,09 e 0,10 mm/min, que o tempo de corte é dado
por )( nf
lt fc ×= , (onde tc é o tempo de corte em minutos, f é o avanço em milímetros
por rotação e n é a rotação da peça) e ainda, que o valor de lf é 5 mm conforme Figura
4.5, pode-se calcular os tempos de corte para cada avanço e as produções horárias PH
correspondentes, cujos resultados são os seguintes:
horapeçaPH
,),/(t ,c
/5,454.5011,0/60min;011050000905
09,0
090
==
=×=
horapeçaPH
,),/(t ,c
/000.6010,0/60min;010050001005
09,0
100
==
=×=.
Observa-se que a produção horária é 10% maior para o avanço 0,10 mm/volta do que para o
avanço 0,09 mm/volta.
Fica assim evidenciado que a condição operacional mais vantajosa ocorre para o avanço de
0,10 mm/volta com um critério de vida de 800 peças/aresta, pois, a produção horária de peças para
este avanço mostrou ser maior. Este fato, já havia sido apontado na análise visual dos resultados.
49
Tabela 5.3. Ensaios realizados apenas para o fornecedor 1 com critério de vida 800 peças/aresta.
Nº Descrição Classe Forn.Vc
(m/min)Avanço
(mm/rot) Peça Tipo de Chanfro Motivo da troca
Vida (peças)
1 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 2 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S Pré-lascamento 680 3 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 4 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 5 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 6 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 7 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 8 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 9 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800
10 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,09 U222 T + S OK 800 11 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S OK 800 12 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S OK 800 13 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S OK 800 14 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S OK 800 15 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S OK 800 16 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S OK 800 17 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S Pré-lascamento 769 18 TPGW 160408 TX-LS TB650 1 203 0,10 U222 T + S OK 800
5.4. Comportamento dos insertos de cBN
A Figura 5.6. mostra dois insertos típicos com afiação da aresta T+S, utilizados nos ensaios
preliminares. Nestes ensaios o critério de vida foi de utilizar a aresta de corte até que esta
apresentasse lascamento ou quebra. É importante salientar que nenhum dos insertos revelou
desgastes de flanco ou de cratera que fossem significativos. Devido às características do cBN,
sempre os prélascamentos ou lascamentos foram os responsáveis pela troca da aresta de corte ou
fragilizaram a cunha da ferramenta provocando a sua quebra.
Figura 5.6. Vistas típicas de dois insertos com afiação T+S utilizados nos ensaios preliminares
mostrando a quebra da aresta de corte (a e b) e lascamento da aresta de corte (c). Aumento de 55x.
Aresta principal de corte
Superfície de saída
a cb
50
A Figura 5.7 mostra um inserto típico que foi utilizado para realização dos ensaios
complementares. Na verdade este foi o único inserto que apresentou tal avaria, pois os demais não
apresentaram qualquer avaria ou desgaste significativos.
Figura 5.7. Vista da superfície de saída de um inserto com afiação T+S com prélascamentos. Aumento de 55x
Superfície de saída
6 - CONCLUSÕES
O presente trabalho, diante dos ensaios realizados e dos dados obtidos permite concluir que:
• a condição operacional recomendada, com base nos resultados, foi a de utilizar
insertos com afiação T+S, ou seja, chanfro com arredondamento das duas arestas
formadas pós chanfro e avanço de 0,10 mm/volta. Para estas condições, foi possível
usinar até 800 peças/aresta de corte.
• a afiação T+S (chanfro e arredondamento) foi a que melhor resultados apresentou; a
afiação S (somente arredondamento da aresta) teve uma resposta positiva, embora pior
que a primeira; a afiação T, apenas com chanfro, foi a que apresentou o pior resultado,
demonstrando ser inviável para produção dos assentos de esferas das gaiolas de juntas
homocinéticas;
• observou-se influência do avanço na vida das arestas de corte. O desempenho das
arestas de corte do fornecedor 1 para os avanços 0,09 e 0,10 mm/volta resultou numa
vida de 800 peças/aresta. Assim, a condição que utilizou o avanço de 0,10 mm/volta
ofereceu maior produção horária e foi sugerida para ser implantada durante a produção
das gaiolas;
6.1 – Sugestão para trabalhos futuros
Com base nos resultados obtidos e nas conclusões descritas neste trabalho, ficam as
sugestões para futuras pesquisas em fresotorneamento no modelo proposto:
• estudos de vida útil com a melhor preparação de aresta proposta em um
sistema onde seja possível variar a velocidade de corte;
• testes e observações com os dados aqui propostos para velocidade de corte,
bem como a melhor preparação de aresta obtida, variando ainda mais as
possibilidades de avanço de corte de forma a poder evidenciar a melhor alternativa
para o “avanço de corte de máxima produção” e o “avanço de corte de mínimo
custo”.
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