MAQUINABILIDADE DOS MATERIAIS METÁLICOS POR
ELECTROEROSÃO
Pedro Miguel Horta Sousa
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Mecânica
Orientadores: Prof. Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa
Prof. José Duarte Ribeiro Marafona
Júri
Presidente: Prof. Rui Manuel dos Santos Oliveira Baptista
Orientador: Prof. Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa
Vogais: Prof. Jorge Manuel da Conceição Rodrigues
Prof. Gabriela Belinato
Junho 2017
I
Resumo
A electroerosão é uma tecnologia não convencional que tem vindo a ganhar relevo entre os
processos de maquinagem e encontra-se bem consolidada na indústria. O seu campo de aplicação é
complementar aos processos de corte por arranque de apara, em particular no processamento dum
espectro alargado de materiais ligados de elevada resistência mecânica. Contudo, e apesar da
eficácia e repetibilidade do processo, os seus fundamentos ainda não estão bem compreendidos,
promovendo a necessidade de utilizar tabelas tecnológicas de base empírica. Esta limitação resulta
essencialmente da dificuldade em observar o plasma de pequena dimensão (10-5m) em condições
transientes (10-5s) e regimes de alta frequência (105Hz), dificultando a compreensão dos
mecanismos envolvidos
A tese procura contribuir para a compreensão do mecanismo de remoção de material por
electroerosão através de uma investigação experimental baseada em ensaios de mono-descarga em
condições laboratoriais controladas. O plano de ensaios consistiu em avaliar a influência do tempo de
impulso, da corrente de descarga e da folga entre elétrodos na morfologia das crateras erodidas e na
energia específica de corte. Os ensaios foram conduzidos em metais puros considerados sólidos
homogéneos e isotrópicos, minimizando a ocorrência de efeitos termomecânicos típicos de materiais
ligados. Os resultados mostram que a morfologia das crateras erodidas é mais regular nos metais
puros relativamente aos ligados. O estudo da morfologia da cratera permitiu quantificar o volume de
material removido e avaliar a maquinabilidade dos materiais em estudo. A presente investigação
propõe um modelo para a morfologia da cratera com maior aproximação aos resultados
experimentais.
II
Abstract
Electrical discharge machining is a non-conventional technology that is perfectly implemented
in current industrial scene. Its field of application is complementary to the chip based material removal
processes, in particular in the manufacture of molds and dies with high geometric and dimensional
accuracy, in a broad spectrum of low and high-alloyed steels and non-ferrous metals. However,
despite the importance of this machining process, its fundamentals aren´t well understood, promoting
the use of empirical machine parameters charts. This limitation results from the difficulty in observing
the very small (10-5m) overheated region where the material removal takes place in transient
conditions (10-5s) available on a high frequency (105Hz) and correlating the main operating
parameters with the material removal mechanics.
This thesis attempts to provide a better understanding of the material removal mechanics
behind EDM by single plasma discharge tests under laboratory-controlled conditions. This research is
focused on the impact of the various machining parameters have on the formation of eroded craters.
The experiments were carried out on pure metals (Aluminum, Titanium, Zinc and Tin) to simplify the
results analysis. The results demonstrate that eroded craters morphology is more regular in pure
metals than in engineering materials showing smooth surfaces with multiple axi-symmetric rings. The
study of the crater morphology and electrical power measures allowed to quantify the volume of
material removed and to evaluate the machinability of the materials. It was proposed a model which is
more compatible with the real morphology of the craters eroded in the laboratory.
III
Agradecimentos
Um agradecimento em primeiro lugar à pessoa que acreditou incondicionalmente no meu trabalho, o
meu orientador o Professor Pedro Rosa. Por todo o apoio incansável para que fosse possível o
desenvolvimento desta tese e toda a motivação transmitida e o voto de confiança que depositou em
mim. Um muito obrigado. Um agradecimento também ao Professor José Marafona, coorientador
desta tese pelos conhecimentos transmitidos.
Um grande agradecimento a Miguel Grencho e Ivo Bragança por desde o inicio me terem sempre
apoiado quando precisei, com ensinamentos muitos úteis e conselhos bastante valiosos.
Aos meus dois colegas de laboratório, João Fernandes e Diogo Silva e a todas as pessoas do NOF,
um muito obrigado pela amizade desenvolvida nestes meses que levaram à conceção desta tese.
Dmytro Shtogryn, um grande obrigado pela amizade e companheirismo durante os anos deste curso.
Às minhas melhores amigas, Adriana Martins e Carolina Correia por desde de sempre me terem
apoiado em tudo. Um muito obrigado às duas pela grande paciência e pela enorme amizade
principalmente.
Em especial aos meu colegas e irmãos Cláudio Sousa, Guilherme Bernardo, Joel Jorge e Kevin
Sousa, aqui simplesmente um muito obrigado por tudo.
Luís Sousa, o meu irmão desde sempre, agradeço por tudo. A amizade aqui agradece tudo.
A toda a minha família, em especial aos meus pais, pela força incondicional, apoio e carinho, sempre,
mas sempre demonstrados. Um muito obrigado por me permitirem ser o que sou hoje.
IV
Palavras-Chave
Maquinagem por Electroerosão
Metais puros
Maquinabilidade
Morfologia da cratera
Energia específica de erosão
Keywords
Electrical Discharge Machining
Pure metals
Machinability
Crater morphology
Specific erosion energy
V
Índice
Resumo ................................................................................................................................................. I
Abstract ............................................................................................................................................... II
Agradecimentos ................................................................................................................................. III
Palavras-Chave ................................................................................................................................... IV
Lista de Figuras .................................................................................................................................. VII
Lista de Tabelas .................................................................................................................................. IX
Abreviaturas ........................................................................................................................................ X
Lista de Símbolos ................................................................................................................................. X
1. Introdução ............................................................................................................................................... 1
2. Conceitos Gerais e Fundamentais .......................................................................................................... 3
2.1. Variantes tecnológicas e aplicações industriais ........................................................................... 3
2.2. Processo tecnológico de electroerosão ....................................................................................... 5
2.2.1. Taxa de remoção de material ................................................................................................ 5
2.2.2. Taxa de desgaste do elétrodo ............................................................................................... 7
2.2.3. Condição superficial .............................................................................................................. 9
2.3. Mecanismo de remoção de material ......................................................................................... 11
2.3.1. A formação do canal de plasma .......................................................................................... 11
2.3.2. A ação do plasma sobre o material da peça ........................................................................ 14
2.3.3. A extinção do canal de plasma ............................................................................................ 14
3. Desenvolvimento Experimental ............................................................................................................. 17
3.1. Aparato experimental ................................................................................................................ 17
3.2. Controlo numérico ..................................................................................................................... 23
3.3. Intervenções de melhoria no aparato experimental ................................................................. 24
3.4. Equipamentos de observação e metodologia de medição das crateras .................................... 27
3.5. Definição do plano de ensaios ................................................................................................... 28
3.6. Problemas encontrados ............................................................................................................. 31
VI
4. Resultados e Discussão ........................................................................................................................ 32
4.1. Observação das crateras erodidas ............................................................................................. 32
4.2. Diâmetro e profundidade das crateras erodidas ....................................................................... 36
4.3. Energia específica de erosão ...................................................................................................... 39
4.4. Morfologia das crateras erodidas .............................................................................................. 42
5. Conclusões e Perspetivas de Trabalho Futuro ..................................................................................... 45
6. Referências ........................................................................................................................................... 48
7. Anexo A – Propriedades dos fluídos dielétricos .................................................................................... 50
VII
Lista de Figuras
Fig 2.1 – Exemplos de componentes maquinados através de EDM: (a) Molde destinado ao fabrico de
parafusos M8 (Ra: 0.9 μm); (b) Malha em pequena escala (Ra: 0.2 μm). (Imagens MOLDMASTER,
2017). ....................................................................................................................................................... 4
Fig 2.2 – (a) EDM por Fio (WEDM); (b) EDM por Penetração (Kunieda,2005). ..................................... 4
Fig. 2.3 – Taxa de remoção do material em função da corrente (Khan, 2011). ..................................... 7
Fig. 2.4 – Desgaste do elétrodo nas direcções x e y (Khan, 2011). ....................................................... 8
Fig. 2.5 – Desgaste do elétrodo em função da intensidade de corrente nas direcções x e y (Khan,
2011). ....................................................................................................................................................... 9
Fig. 2.6 – Zona termicamente afetada numa superfície maquinada por electroerosão; (a) Camadas
formadas no material através do processo de EDM (Kruth et al., 1995). (b) Evolução da espessura da
camada branca em função dos parâmetros operacionais Lee (2004). ................................................. 10
FiFig. 2.7 – Taxa de remoção de material e rugosidade Ra em função do tempo de impulso (TON)
(Lee,2004). ............................................................................................................................................ 10
Fig.2.8 – Mecanismo de remoção de material por electroerosão; (a) Elementos básicos de EDM
(Elman, 2001); (b) Fases do mecanismo de remoção de material em EDM. ....................................... 11
Fig.2.9 – (a) Propagação da avalanche de eletrões primária; (b) Propagação de um streamer positivo;
(c) Propagação de um streamer negativo (Descoeudres, 2006). ......................................................... 13
Fig. 2.10 – Morfologia da cratera erodida; (a) Modelo ponta-plano (fonte de calor) (Dibitonto,1989), (b)
Geometria da cratera proposta nos modelos de meia calote esférica (Ivo Bragança, 2013). .............. 15
Fig. 2.11 - Representação esquemática da cratera erodida a) cratera ideal e b) cratera simplificada.
(Bragança, 2013). .................................................................................................................................. 16
Fig. 2.12 – Valores de vários modelos referentes à geometria da morfologia de uma cratera erodida.
............................................................................................................................................................... 16
Fig. 3.1 - (a) Estrutura em pórtico (Martins, 2007); (b) Cadeia cinemática eixo Z (Ivo Bragança, 2013).
............................................................................................................................................................... 18
Fig. 3.2 – (a) Esquema funcional do eixo de precisão (Paulo Gaspar, 2010); (b) Sistema de polias e
correia. ................................................................................................................................................... 19
Fig. 3.3 – Esquema funcional simplificado (Grencho, 2015)................................................................. 19
Fig. 3.4 – Caixa de segurança. ............................................................................................................. 20
Fig.3.5 – (a) Circuito da fonte de potência; (b) Fonte de potência (Gaspar,2010). .............................. 20
Fig.3.6 - (a) Circuito Rt; (b) Sinal gerado pela abertura do Mosfet (Gaspar,2010) .............................. 21
Fig. 3.7 – (a) Circuito RC; (b) Sinal gerado (Gaspar, 2010). ................................................................. 21
Fig. 3.8 – (a) Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente; (b) Sinal gerado
(Gaspar,2010). ...................................................................................................................................... 22
Fig. 3.9 - Circuito modelador de corrente simplificado (Grencho, 2015). ............................................. 22
VIII
Fig. 3.10 – (a) Sinal representativo da descarga sinérgica Rt + Rv (b)Taxas de corrente: vermelha-
positiva; azul-negativa; amarela-nula (Grencho, 2015). ....................................................................... 23
Fig. 3.11 - Painel de controlo do programa Single Discharge: a) Realização do zero da operação; b)
Indicação e efetuação do gap pretendido com módulo de eliminação de folgas; c) Visualização da
diferença de potencial no controlo de curto-circuito e eliminação de folgas; d) Escolha de controlo de
taxa de intensidade, introdução de parâmetros de do processo e criação de pasta de output para
gravação de dados; e) Botão de descarga; f) Repetição de descarga com variação de gap; g)
Observação da descarga e avaliação desta; h) Controlo da subida do elétrodo para posição segura;
............................................................................................................................................................... 24
i) Visualização da excitação dos pólos do motor.(Gaspar, 2010). ........................................................ 24
Fig.3.12 – Aparato experimental: (a) Antes; (b) Depois. ....................................................................... 25
Fig.3.13 – Mesa de movimentos cruzados. ........................................................................................... 25
Fig.3.14 – (a) Emissor de raios UV; (b) Recipiente com a folha de acetato e placa fotossensível; (c)
Placa Comutador de Segurança. .......................................................................................................... 26
Fig. 3.15 – (a) Matriz desenhada nos provetes; (b) Identação; (c) Método de medição do diâmetros
das crateras. .......................................................................................................................................... 28
Fig. 3.16 – (a) Mesa de medição de coordenadas; (b) Sensor de interferometria de luz branca MG 35
STILSA. ................................................................................................................................................. 28
Fig. 4.1 – (a) Cratera erodida em zinco com formação de anéis; (b) Superfície de cratera erodida em
estanho. ................................................................................................................................................. 34
Fig. 4.2 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm). .................................................... 37
Fig. 4.3 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm). .................................................... 37
Fig. 4.4 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm). ............................................. 37
Fig. 4.5 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm). ............................................. 38
Fig. 4.6 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm (Alumínio puro e AA1050)). ......... 38
Fig. 4.7 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm (Alumínio puro e AA1050)). ......... 39
Fig. 4.8 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm). ........................................................... 41
Fig. 4.9 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm). ........................................................... 41
Fig. 4.10 - Representação esquemática da cratera ideal erodida. ....................................................... 43
Fig. 4.11 - Representação esquemática da cratera erodida (Modelo prato plano). ............................. 43
Fig. 4.12 – Rácio diâmetro / profundidade. ........................................................................................... 44
IX
Lista de Tabelas
Tabela 3.1 – Parâmetros operativos fixos utilizados nos ensaios experimentais……………………….29
Tabela 3.2 – Parâmetros operativos variáveis utilizados nos ensaios experimentais………………….30
Tabela 3.3 – Circuito de potência e Assinatura elétrica……………………………………………………30
Tabela 4.1 – Crateras erodidas com um gap de 10 µm..…………………………………………………..34
Tabela 4.2 – Crateras erodidas com um gap de 12 µm..…………………………………………………..34
Tabela 4.3 – Crateras erodidas com um gap de 10 µm (Alumínio puro e AA 1050)…..…………….....36
Tabela 4.4 – Crateras erodidas com um gap de 12 µm (Alumínio puro e AA 1050)……..………...…..36
Tabela 4.5 – Índice de maquinabilidade por electroerosão Cm…………………………………………....40
X
Abreviaturas BJT Bipolar Junction Transistor
DAQ Placa de aquisição de dados
EDM Maquinagem por Electroerosão
EVA Volume do elétrodo depois da maquinagem
EVB Volume do elétrodo antes da maquinagem
EWR Taxa de desgaste do elétrodo
GAP Distância compreendida entre o elétrodo e a peça
MRR Taxa de remoção de material da peça
MT Tempo total de maquinagem
PCB Placa de circuito impresso
RC Circuito de relaxação
Rt Circuito de transístor
Rv Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente
WPVA Volume da peça depois da maquinagem
WPVB Volume da peça antes da maquinagem
WR Taxa de desgaste de material
UV Ultravioleta
Lista de Símbolos
Símbolos gregos
α Ângulo compreendido entre a profundidade e a aresta da cratera
λ Condutividade térmica
Subscrito
Cm Índice de maquinabilidade de materiais por electroerosão
Ta Tempo de impulso
Tm Temperatura de fusão
Símbolos em Latim
c Calor especifico
I Intensidade de corrente
p Profundidade da cratera
t Período
V Tensão
W Energia da descarga
Símbolos matemáticos
Ø Diâmetro da cratera
XI
1
Capítulo 1
Introdução A maquinagem por electroerosão (EDM) é uma tecnologia de fabrico não-convencional
onde não existe contacto entre a peça e a ferramenta, permitindo a conceção de componentes
difíceis de maquinar em materiais de elevada resistência mecânica. O seu campo de aplicação
é geralmente complementar ao dos processos de corte por arranque de apara, em particular no
que respeita ao fabrico de moldes, cunhos e cortantes com elevado rigor geométrico e
dimensional. A aplicação desta tecnologia estende-se a outros sectores, nomeadamente no
domínio da mecânica de precisão e do microfabrico, sector dos transportes e próteses
médicas, entre outros. Esta tecnologia permite processar um espectro alargado de materiais
desde cerâmicos até metálicos, independentemente da sua dureza mecânica, bastando que
estes permitam a passagem de corrente elétrica. As ligas ferrosas de alta liga representam a
maioria das aplicações, porém tem-se vindo a notar um aumento das aplicações no
processamento de materiais não-ferrosos. No entanto, e apesar do processo ter sido
introduzido na indústria do fabrico há mais de 50 anos, e de se encontrar perfeitamente
consolidado, não é ainda uma tecnologia perfeitamente compreendida. O processo ocorre no
seio de um líquido dielétrico, durante um período de tempo muito reduzido e numa zona exígua
de difícil visualização que dificulta seriamente a sua análise. Além destes obstáculos, observa-
se ainda que, a própria compreensão fenomenológica do mecanismo de remoção de material
ainda não está perfeitamente estabelecida, nomeadamente a formação, evolução e colapso do
canal de plasma erosivo bem como a sua interação com a superfície dos materiais que se
pretendem processar (interação sólido-plasma).
O presente trabalho procura contribuir para a compreensão do mecanismo de remoção
de material por electroerosão através da realização de uma investigação experimental baseada
em ensaios de mono-descarga em condições laboratoriais controladas. O plano de ensaios
consistiu em avaliar a influência do tempo de impulso, da corrente de descarga e da folga entre
elétrodos na morfologia das crateras erodidas e, na energia específica de erosão. Os ensaios
foram conduzidos em metais de elevada pureza (Alumínio, Titânio, Zinco e Estanho) para
promover um meio sólido homogéneo e isotrópico, e procurar evitar a complexidade dos efeitos
termomecânicos típicos dos materiais metálicos ligados. Foi avaliada a influência do grau de
2
pureza dos metais fazendo intervir uma liga metálica não pura comercial comum (Alumínio
AA1050) para comparação com o alumínio de elevada pureza. Os resultados mostram que a
morfologia das crateras erodidas é mais regular nos metais puros do que nos materiais de
engenharia, chegando os mesmos a apresentar múltiplos anéis axi-simétricos. Foi possível
observar que pequenas alterações no grau de pureza da liga têm realmente influência no
desempenho do processo. O estudo da morfologia das crateras permitiu quantificar o volume
de material efetivamente removido e avaliar o índice de maquinabilidade dos materiais em
estudo. Recorrendo aos modelos presentes na literatura que pretendem demonstrar a
morfologia típica de uma cratera erodida, não foi possível concordar com nenhum
completamente quando observandos os resultados obtidos neste trabalho, propôs-se então um
modelo que se assimila mais à morfologia real das crateras erodidas em laboratório na
presente tese.
O documento da tese está estruturado em cinco capítulos, incluindo o presente capítulo
introdutório. No segundo capítulo são apresentados os conceitos básicos do processo e a sua
aplicação na indústria, bem como uma revisão do estado atual do conhecimento sobre o
mecanismo de remoção de material por electroerosão. O terceiro capítulo apresenta o
desenvolvimento experimental necessário para a realização da presente investigação,
nomeadamente no que respeita às melhorias do aparato experimental. É ainda exposto neste
capítulo o plano de ensaios experimental e o método de análise a que as crateras foram alvo
depois de erodidas, nomeadamente, os métodos de medição utilizados. No quarto capítulo
referente aos resultados e discussão, procura-se apresentar de uma forma compreensiva os
resultados alcançados durante a investigação. Durante esta discussão é atribuída especial
atenção à influência do material na morfologia e na energia específica para erodir as crateras.
Por último, o quinto capítulo resume os principais achados do trabalho e sugere perspetivas de
trabalhos a desenvolver no futuro.
3
Capítulo 2
Conceitos Gerais e Fundamentais Este capítulo começa por apresentar os conceitos gerais da tecnologia de maquinagem
por electroerosão, elucidando sobre o mecanismo de remoção de material por electroerosão e
termina com uma exposição sobre a morfologia das crateras erodidas. Conceitos como a taxa
de remoção de material e o acabamento superficial estão igualmente presentes ao longo do
capítulo por serem indicadores macroscópicos do desempenho da interação do plasma com o
material sólido da peça.
2.1. Variantes tecnológicas e aplicações industriais
O processo de EDM apresenta inúmeras vantagens competitivas face aos processos de
fabrico ditos convencionais. Nomeadamente, por permitir processar qualquer material,
independentemente da sua dureza, desde que este permita a passagem de correntes elétricas
capazes de garantir a formação e a estabilidade de um canal de plasma. Esta caraterística
define o campo principal de aplicação do processo no processamento de materiais de elevada
dureza quando as especificações de fabrico exigem um elevado rigor geométrico e
dimensional, acompanhas por superfícies de elevado acabamento superficial (Kunieda, 2005).
Alguns valores indicativos situam as tolerâncias dimensionais numa gama entre os 2 e os 5
μm, e um acabamento superficial com uma rugosidade média entre os 0.4 e os 0.8 μm. Parte
deste bom desempenho está relacionado com a ausência de contacto entre o elétrodo e a peça
que permite minimizar erros de posição entre os elétrodos. Esta tecnologia permite ainda, em
termos geométricos, o fabrico de componentes com ângulos variáveis e arestas aguçadas,
tanto em contornos interiores como exteriores. Porém, e apesar destas vantagens, o processo
de electroerosão apresenta uma taxa de remoção de material relativamente baixa devido a
uma baixa eficiência na utilização da energética elétrica disponível para a formação do canal
de plasma. Adicionalmente, a ação térmica do plasma promove a existência de tensões
residuais que para algumas aplicações pode ser considerada elevada.
Atualmente, o processo de maquinagem por electroerosão encontra-se entre os
processos de fabrico não convencionais mais utilizados na indústria metalomecânica. Este
processo é largamente utilizado no fabrico de matrizes e moldes destinados à produção de
4
componentes em massa, assim como, na produção de componentes com geometrias
complexas ou instrumentos de corte (ver Fig. 2.1). O processo é cada vez mais aplicado nas
indústrias aeronáuticas e aeroespaciais, bem como na indústria automóvel, de eletrónica, na
produção de instrumentos cirúrgicos e em microcomponentes. A expansão do campo de
aplicação está essencialmente relacionada com melhorias ao nível da compreensão dos
mecanismos físicos envolvidos e em como estes influenciam o acabamento superficial das
superfícies maquinadas. Este conhecimento tem permitido o desenvolvimento de novas
gerações dos circuitos eletrónicos existentes nas fontes de potências das máquinas-
ferramenta.
(a) (b)
Fig 2.1 – Exemplos de componentes maquinados através de EDM: (a) Molde destinado ao
fabrico de parafusos M8 (Ra: 0.9 μm); (b) Malha em pequena escala (Ra: 0.2 μm). (Imagens
MOLDMASTER, 2017).
As variantes tecnológicas mais comuns do processo de electroerosão são a (i)
electroerosão por fio e a (ii) electroerosão por penetração (ver Fig. 2.2). Na primeira, o
elétrodo-ferramenta tem a forma de um fio com diâmetro compreendido numa gama entre 0.02
e 0.33 mm. Uma vez que a posição horizontal do cabeçote superior pode ser diferente da do
cabeçote inferior, é possível maquinar geometrias com superfícies inclinadas. No segundo
caso, o elétrodo-ferramenta tem a forma negativa da geometria que se pretende maquinar no
elétrodo-peça através do movimento de penetração. A geometria pode ainda ser obtida através
de movimento relativo entre a ferramenta e a peça numa forma idêntica ao do processo de
fresagem, permitindo obter formas 3D complexas com elétrodos padronizados de geometria
simples (Kunieda, 2005). Em ambas as variantes as peças estão em geral mergulhadas num
fluído dielétrico.
(a) (b)
Fig 2.2 – (a) EDM por Fio (WEDM); (b) EDM por Penetração (Kunieda,2005).
5
2.2. Processo tecnológico de electroerosão
O desempenho do processo de maquinagem é controlado através da definição dos
parâmetros operativos. No caso da electroerosão os parâmetros a controlar são
essencialmente elétricos e estão relacionados com a formação e estabilidade do canal de
plasma. Estes parâmetros afetam a taxa de remoção de material, a integridade superficial, o
rigor geométrico e dimensional, bem como, o desgaste do elétrodo-ferramenta. Tratando-se de
um processo industrial onde a economia do corte tem um papel relevante, importa perceber
qual o sentido de influência de cada parâmetro e de que maneira pode ser otimizado o seu
valor.
2.2.1. Taxa de remoção de material
A ablação térmica do material da peça ocorre devido à elevada densidade de energia
fornecida pela descarga elétrica. Esta energia pode ser determinada através da Eq.5 utilizando
os valores da tensão e da intensidade de corrente que promoveram a formação da descarga, e
do tempo de duração do canal de plasma. O aumento de qualquer uma destas três grandezas
físicas promove o aumento do volume de material removido. Porém, o volume de material
removido não depende só da energia fornecida pelo plasma, mas de um conjunto de
parâmetros intrínsecos ao material e extrínseco do processo. Deste modo, a capacidade de
remover material está intrinsecamente relacionada com a capacidade do material em conservar
o calor e com as temperaturas para as quais ocorre a transformação de estado. Essas
caraterísticas físicas podem ser representadas numa primeira aproximação pelo calor
específico, a condutividade térmica e o ponto de fusão do material. Alguns autores indicam a
temperatura de fusão como o parâmetro principal para avaliar a dificuldade em remover o
material da peça. A Fig. 2.3 mostra que a taxa de remoção de uma liga de alumínio (660 ºC) é
muito superior em comparação com uma liga de ferro-carbono (1500 ºC). Porém, a descrição
do processo de electroerosão envolve um conjunto de outros aspetos extrínsecos que
influenciam significativamente a capacidade de remover o material da peça.
Existem vários aspetos extrínsecos à interação plasma-sólido que limita a eficiência do
processo. Destes, o material do elétrodo-ferramenta influência significativamente a remoção do
material da peça. Segundo Khan (2011), um material de baixa condutividade (p.ex. bronze,
159 W/m.K) absorve menos calor permitindo que mais energia seja utilizada no processo
erosivo da peça. Sendo esperado um pior desempenho com a utilização de cobre eletrolítico
(391 W/m.K). A existência de detritos na folga entre elétrodos é outro parâmetro que influência
a eficácia da remoção de material. A presença de detritos condiciona a formação de descargas
erosivas promovendo a formação de outros tipos de descargas que, para além de reduzir o
material removido, condiciona a morfologia das crateras erodidas e o acabamento superficial
das peças erodidas. É por esta razão que os trabalhos publicados na literatura da
especialidade dão tanta importância à renovação das condições operativas na folga entre
elétrodos, geralmente através do estudo e aplicação de métodos de lavagem.
6
A obtenção de uma estimativa para a taxa de remoção de material deverá contabilizar
tanto os aspetos intrínsecos como os extrínsecos. Pelo que o estabelecimento de equações
descritivas do mecanismo de remoção de material deverá fazer intervir não só cada um dos
fenómenos físicos envolvidos, mas também a sua interdependência. Porém, a literatura da
especialidade mostra que as estimativas teóricas, utilizando uma base analítica mais
simplificada ou contabilizando numericamente as não-linearidades do processo fornecem
estimativas muito grosseiras para a taxa de remoção de material e que dificilmente podem ser
utilizadas para prever o desempenho do processo. É por esta razão que a taxa de remoção de
material pode ser abordada de duas maneiras diferentes e complementares entre si;
Considerando (i) uma base empírica e meramente descritiva do processo, da qual resultam a
obtenção das chamadas tabelas tecnológicas de erosão, ou (ii) de uma base física e
compreensiva das grandezas físicas e independentes dos mecanismos envolvidos, mas que só
pode ser utilizada para uma avaliação comparativa da maquinabilidade dos materiais.
A maquinabilidade relativa dos materiais por electroerosão é obtida através do
chamado índice de maquinabilidade (Cm) de Reynaerts (1997) que propõem uma relação com
as propriedades físicas dos materiais que são essenciais na maquinabilidade de materiais.
Segundo o autor, quanto mais elevado for o valor do índice mais difícil se torna maquinar o
material através do processo de EDM. Esta expressão tem a forma,
Cm= λ.c.Tm2
, [1]
onde, o parâmetro λ é a condutividade térmica [W/K.m], c é o calor específico [J/m3.K] e Tm é o
ponto de fusão [K] do material da peça a erodir. É importante fazer notar que este índice é
bastante afetado pela temperatura de fusão que surge na expressão elevado ao quadrado.
A quantificação da taxa de remoção de material (MRR, material removal rate), pode ser
expressa pela Eq.2 que relaciona as medidas da variação de volume da peça e o tempo de
processamento do material. Deste modo, a expressão tem a forma,
MRR= WPVB-WPVA
𝑇𝑚 , [2]
onde, o parâmetro WPVB representa o volume da peça antes da maquinagem, e o WPVA
representa o volume da peça depois da maquinagem. A utilização desta expressão é comum
na literatura da especialidade para avaliar o desempenho do processo. Podemos tomar como
exemplo uma investigação de Khan (2011) onde é quantificada a taxa de remoção para
diferentes materiais em condições operativas comparativas. Os resultados são ilustrados na
Fig. 2.3, onde é possível observar que a taxa de remoção de material aumenta com a
intensidade de corrente. Porém, a tendência de evolução das curvas não interseta a origem
indiciando a existência de uma energia mínima de descarga para iniciar a erosão do material.
Este trabalho refere também que o desgaste do elétrodo-ferramenta evoluí no mesmo sentido,
7
aconselhada a utilização do conceito de taxa de remoção de material relativa com referência ao
desgaste do elétrodo-peça.
Fig. 2.3 – Taxa de remoção do material em função da corrente (Khan, 2011).
2.2.2. Taxa de desgaste do elétrodo
Em grande parte das aplicações industriais, o custo do elétrodo-ferramenta é o
principal fator a ter em conta no que toca aos custos de fabrico de uma determinada peça.
Mas, o desgaste excessivo do elétrodo pode levar a que a qualidade e rigor dimensional da
peça final sejam comprometidos. Deste modo, a taxa de desgaste do elétrodo merece especial
atenção. A taxa de desgaste do elétrodo (EWR, electrode wear rate) pode ser expressa pelo
quociente entre o volume de material retirado do elétrodo e o tempo de maquinagem, cuja
expressão é,
EWR= EVB-EVA
𝑇𝑚 , [3]
Onde, o parâmetro EVB é o volume do elétrodo antes da maquinagem, e o EVA é o
volume do elétrodo após maquinagem.
Porém, é comum relacionar a taxa de desgaste do elétrodo com a taxa de remoção de
material para facilitar a otimização do processo de fabrico, e assim evitar um desgaste
excessivo do elétrodo. Este indicador de desgaste relativo (WR, relative wear) é o quociente
entre volume de material removido da peça e o volume de material desgastado do elétrodo-
ferramenta para um mesmo tempo de maquinagem, cuja expressão é,
WR= EVB-EVA
WPVB-WPVA . [4]
8
Este quociente permite através do estudo das propriedades dos materiais constituintes
do elétrodo e da peça, precaver um desgaste do elétrodo excessivo. Uma vez que, atendendo
ao desgaste do elétrodo, este pode ser alterado, se tal condição for a mais viável, em função
do material da peça a maquinar e obter um aumento da produtividade. Khan (2011) refere que,
intensidades de corrente e tensões maiores promovem o desgaste do elétrodo-ferramenta,
porém também promovem um aumento da taxa de remoção de material, sendo necessário
encontrar um compromisso entre as duas medidas de desempenho.
O desgaste do elétrodo-ferramenta não ocorre uniformemente ao longo da superfície
da ferramenta e este desvio também é influenciado pelos parâmetros operativos e pelo material
da peça a maquinar. Na Fig. 2.4 é possível observar que o desgaste na direção x é superior ao
desgaste na direção y. Este facto deve-se a que, na direção y o elétrodo possui uma espessura
maior de material, logo uma maior capacidade de dissipar o calor gerado na descarga (Khan,
2011). Na Fig. 2.5 observa-se que ambos os tipos de elétrodo-ferramenta sofrem mais
desgaste durante a maquinagem do aço relativamente ao alumínio. Sendo que, o material
constituinte da peça a maquinar também influencia a taxa de desgaste do elétrodo. Ou seja,
uma vez que a condutividade térmica do aço é baixa ( 52 W/m.K), comparativamente com a
dos dois tipos de elétrodos utilizados (cobre 391 W/m.K; bronze 159 W/m.K) e, possui uma
temperatura de fusão também elevada ( 1500 ºC), a maior parcela do calor gerado é
absorvida pelo elétrodo. No caso do alumínio, a sua condutividade térmica mais alta ( 227
W/m.K) promove um desgaste menor.
Fig. 2.4 – Desgaste do elétrodo nas direcções x e y (Khan, 2011).
9
Fig. 2.5 – Desgaste do elétrodo em função da intensidade de corrente nas direcções x e y (Khan,
2011).
2.2.3. Condição superficial
A integridade superficial de um componente e o rigor dimensional do mesmo são
parâmetros importantes a caraterizar o desempenho do processo de maquinagem. Segundo
Lee (2004), a integridade superficial de uma peça maquinada é avaliada em função da sua
rugosidade, ondulação, camada branca e fissuras, e ainda pelas tensões residuais. No caso da
maquinagem por electroerosão, a ação térmica do mecanismo de remoção de material não
altera unicamente a superfície da peça metálica alvo do processo, mas também a
subsuperfície. Segundo Kruth et al. (1995), é possível diferenciar na zona termicamente
alterada (AMZ, altered metal zone) três camadas diferentes (Fig. 2.6 (a); A primeira camada é
resultante e formada pelo material fundido e expelido da cratera, sendo também constituinte
desta camada pequenas quantidades de material provenientes do elétrodo. Esta camada de
material é facilmente retirada, sendo esta proveniente de uma lavagem pouco eficiente. A
camada seguinte é denominada por camada branca. A mesma é proveniente do arrefecimento
abrupto e bastante rápido do material que não é expelido da cratera, derivado da ação do
dielétrico. Uma vez que, esta camada de material está sujeita a uma grande entrega térmica da
descarga, o material constituinte da mesma toma características de elevada dureza e grande
fragilidade, sofrendo no processo alterações metalúrgicas e cristalinas. Nesta camada podem-
se formar micro fissuras, sendo que se a camada não for removida ou retirada o componente
pode falhar prematuramente. A última camada, em contacto com o material base diz respeito á
camada afetada pelo calor do processo, sendo a mesma apenas aquecida mas não funde
(Kumar et al., 2004). A espessura da camada branca é então um ponto de muito interesse,
uma vez que, a falta de controlo da mesma pode levar à falha prematura de um determinado
componente em função da sua utilização. Lee (2004) afirma que a espessura da camada
10
branca é influenciada pela entrega energética no processo, confirmando nos seus estudos que
a espessura é influenciada pela intensidade de corrente e pelo tempo de impulso ativo (TON)
(Fig. 2.6 (b))
(a) (b)
Fig. 2.6 – Zona termicamente afetada numa superfície maquinada por electroerosão; (a)
Camadas formadas no material através do processo de EDM (Kruth et al., 1995). (b) Evolução da
espessura da camada branca em função dos parâmetros operacionais Lee (2004).
No seu estudo acerca da condição superficial de peças maquinadas através do
processo de electroerosão, Lee (2004), apresenta ainda dados referentes à rugosidade em
função dos parâmetros operativos. Segundo o mesmo, a rugosidade da peça maquinada é
influenciada pelo tempo de impulso (TON), sendo que a evolução da taxa de material removido
tem um comportamento muito similar à rugosidade para um mesmo tempo de descarga (Fig.
2.7). Tal situação seria expectável, uma vez que, para uma taxa de remoção de material maior,
ou seja, mais material removido por cratera erodida, tem-se um maior valor de rugosidade. No
entanto, a partir de um determinado valor de tempo de impulso (TON) (aproximadamente 18 μs),
os valores seguem uma tendência decrescente, algo que não seria espectável. Segundo o
autor (Lee, 2004), este facto deve-se em principio à expansão do canal de plasma para tempos
mais altos.
F
i
Fig. 2.7 – Taxa de remoção de material e rugosidade Ra em função do tempo de impulso (TON)
(Lee,2004).
11
2.3. Mecanismo de remoção de material
O mecanismo de remoção de material resulta da interação entre o canal de plasma e o
material sólido da peça (Fig. 2.8.(a)). Este canal de plasma é caraterizado por ser um gás
ionizado a alta temperatura que se forma na folga entre elétrodos. A sua ação promove a
ablação do material sólido que por sua vez alimenta e permite a expansão do canal de plasma.
Para manter a estabilidade desse canal e controlar a temperatura na folga entre elétrodos é
necessário interromper as condições elétricas que garantem a existência do plasma. Este
período de pausa, antes da nova descarga, é utilizado para renovar as condições de corte.
Porém, estes períodos de pausa afetam o desempenho e a taxa de remoção de material. Por
esta razão, e por forma a encontrar um compromisso entre a estabilidade e o desempenho do
processo são utilizadas descargas elétricas pulsadas a uma frequência tipicamente entre os
103 e os 106 Hz. No que se segue, serão apresentados alguns dos princípios base deste
mecanismo de remoção de material, o qual pode ser descrita em três grandes fases
(Fig.2.8.(b)), são elas: (i) a fase formação do plasma, (ii) a fase de expansão do canal de
plasma, e (iii) a extinção do canal de plasma.
(a) (b)
Fig.2.8 – Mecanismo de remoção de material por electroerosão; (a) Elementos básicos de EDM
(Elman, 2001); (b) Fases do mecanismo de remoção de material em EDM (Descoeudres, 2006).
2.3.1. A formação do canal de plasma
O plasma foi inicialmente identificado por William Crookes em 1879, sendo que, um
plasma é um conjunto de eletrões, iões e partículas neutras conhecido como o quarto estado
da matéria. A presença de iões carregados significa que um plasma é altamente condutor,
respondendo fortemente à presença de campos magnéticos e elétricos. O mecanismo de
12
formação do plasma ainda não é um tema de fácil explicação, contudo através de algumas
simplificações é possível definir o seu modo de formação.
Sabe-se que, todo e qualquer corpo com temperatura superior a zero absoluto possui
movimento aleatório dos seus átomos constituintes. Sendo que, quanto maior for a energia
entregue, por exemplo a um corpo sólido, maior será o movimento. A partir de um determinado
valor de energia fornecida, as ligações que concedem essa mesma estrutura sólida podem
quebrar, passando o corpo de sólido a líquido. Continuando a fornecer energia ao corpo, agora
líquido, as moléculas irão se separar, acontecendo o fenómeno da ebulição, passando o líquido
a gás. Uma vez fornecida uma quantidade de energia térmica por átomo que, seja maior que a
energia de ligação eletrão/núcleo, os átomos são decompostos em iões e eletrões, ficando o
gás ionizado. Este gás ionizado constituído por iões, eletrões e partículas neutras é chamado
de plasma.
Atendendo à literatura, é possível constatar que, a maior parte das análises efetuadas
em documentos publicados compreende o estudo da formação de plasmas em atmosfera de
gás a baixa pressão (Descoeudres, 2006). Contudo, as descargas efetuadas na maquinagem
por electroerosão são feitas em líquido dielétrico à pressão atmosférica, promovendo
diferenças na densidade elétrica do meio. Ou seja, a maior densidade dos líquidos dificulta a
disrupção do meio sendo necessário um campo elétrico mais intenso do que nos gases. No
entanto, sendo os estados da matéria diferentes, algumas considerações são comparáveis
entre eles no que respeita à formação do canal de plasma (Descoeudres, 2006). Em EDM,
como referido anteriormente, o processo acontece através da utilização de um líquido
dielétrico, por tanto não condutor. Com vista a ionizar o meio, aplica-se entre o elétrodo e a
peça uma diferença de potencial, sendo que, aumentando essa diferença de potencial ou
diminuindo o valor da folga, aumenta-se o valor do campo elétrico na folga. Quando esse
campo elétrico atinge um valor suficientemente elevado dá-se a disrupção do dielétrico.
A Fig. 2.9 apresenta uma descrição simplificada do mecanismo de ionização do meio
dielétrico. Antes da formação do canal de plasma existe a formação primária de um canal de
plasma fracamente ionizado designado por streamers. Estes canais podem ser de três tipos:
positivos, negativos e avalanche de electrões primária. A formação de um streamer depende
da formação de uma avalanche de eletrões primária (Fig. 2.9 (a)). Associado com a avalanche
de eletrões está um campo elétrico carregado, consequência da polarização das cargas no seu
interior, em que este mesmo campo elétrico aumenta com a propagação e crescimento da
avalanche de eletrões. Quando a avalanche alcança um determinado valor igual ou superior ao
campo externo e se, a densidade do líquido não for elevada, forma-se uma micro bolha de
vapor, em que dentro da mesma se iniciará o streamer. Uma vez que o streamer se encontre
iniciado, o mesmo propaga-se e cresce em função da natureza aleatória do seu mecanismo de
propagação. A velocidade desta propagação é bastante elevada 106 m/s.
Em gaps e voltagens relativamente baixas, a passagem avalanche-streamer apenas
ocorre quando a avalanche chega ao ânodo, atravessando todo o gap. A avalanche, nestes
casos não cresce o suficiente e nem o campo é suficientemente forte para ionizar a região,
13
sendo que depois da avalanche atingir o ânodo o streamer é aí formado e propaga-se do
ânodo para o cátodo – streamer positivo (Fig. 2.9 (b)). No entanto, para valores de gap e
voltagem maiores, o campo carregado eletricamente criado na avalanche pode ser
suficientemente forte para que se dê a criação do streamer antes da avalanche atingir o ânodo.
Ou seja, a transição avalanche-streamer ocorre no gap, sendo que o streamer se propaga a
partir do cátodo – streamer negativo (Fig. 2.9 (c)).
Fig.2.9 – (a) Propagação da avalanche de eletrões primária; (b) Propagação de um streamer
positivo; (c) Propagação de um streamer negativo (Descoeudres, 2006).
Na prática industrial a formação dos streamers é conhecida por fase de ionização do
meio dielétrico ou por formação do canal de plasma, e corresponde à primeira fase do
mecanismo de remoção de material por eletroerosão. Para que o canal de plasma se forme é
necessária a existência de um potencial elétrico que permite ao streamers estabelecer uma
ponte elétrica entre elétrodos num período de tempo inferior ao tempo de impulso. O valor do
potencial elétrico é definido pelo quociente entre a diferença de potencial e a folga entre
elétrodos. Assim que o valor do potencial ultrapassa a resistência dielétrica do meio dá-se
início à criação do canal de plasma. Este é um fenómeno pontual e localizado numa
singularidade da superfície da peça onde o potencial elétrico atinge um máximo; Geralmente
influenciado pelas microgeométricas da superfície.
O processo de maquinagem por electroerosão é realizado com emersão dos elétrodos
num meio dielétrico. Tipicamente este meio dielétrico é um líquido à base de óleo
hidrocarboneto ou água desionizada. A razão da utilização de um meio líquido está associado
à capacidade deste remover as partículas erodidas e o calor gerado pelo processo. Porém, é
muitas vezes negligenciada a função primária do dielétrico líquido, a qual passa por permitir
acumular uma maior quantidade de energia capacitiva que posteriormente permitirá manter
constante a densidade de corrente durante a descarga elétrica. De facto, a existência de gases
dissolvidos no fluido é indesejada por promover a formação precoce do plasma, baixando a sua
eficácia no processamento do material (Kunieda, 2005). A ionização do meio dielétrico é
igualmente influenciada pela existência de partículas condutoras e cargas elétricas durante a
formação do campo elétrico que são atraídas para as regiões de maior potencial elétrico.
14
2.3.2. A ação do plasma sobre o material da peça
O canal de plasma formado entre os elétrodos possui uma temperatura do gás ionizado
compreendida num intervalo típico de 8.000 a 12.000 ºC (Pandey et al., 2010). Esta gama pode
variar em função dos materiais constituintes dos elétrodos e da assinatura do pulso elétrico. A
transferência de energia entre o plasma e a peça ocorre para condições de corrente e tensão
elétrica constantes. Porém, este estado pseudo-estacionário é o resultado da variação da
resistividade elétrica do meio e da expansão do canal de plasma. Esta condição altamente
transiente é responsável pelo aumento abrupto da pressão no interior do canal de plasma que,
por sua vez desenvolve uma ação mecânica de expulsão do material na frente do canal de
plasma.
A temperatura elevada no interior do canal de plasma é o resultado da cinemática das
cargas elétricas que chocam com as moléculas do meio dielétrico e com a estrutura cristalina
dos elétrodos provocando excitação com consequente aquecimento, fusão e vaporização
destes materiais. Os eletrões que se soltaram do elétrodo ligado ao polo negativo chocam com
as partículas neutras presentes no fluido dielétrico que se dissociam em partículas carregadas
positiva e negativamente. Estas durante a fase de descarga dirigem-se para o cátodo e para o
ânodo respetivamente. Porém, é muitas vezes esquecido que a radiação luminosa que ocorre
durante este processo é o principal meio através do qual é realizada a transferência de energia
do plasma para o dielétrico líquido e materiais metálicos. De fato, a descarga elétrica é
bastante visível (canal de plasma de cor brilhante de forte intensidade) em particular
considerando que é gerada por energia concentrada num canal de plasma de volume muito
reduzido (alguns microns). Ainda, que esta radiação tem a capacidade de aquecer, evaporar e
pressurizar uma bolsa de gás sobreaquecido em redor do canal de plasma resultantes da
vaporização do dielétrico líquido.
A remoção de material acontece devido à ação térmica promovida por um canal de
plasma. Ou seja, o poder energético de uma descarga que pode ser quantificado em função da
tensão de descarga V(t), da intensidade de descarga I(t) e pelo tempo de descarga ta através
da Eq. 5. Como resultado de cada descarga (pulso) é formada na peça e também no elétrodo-
ferramenta uma pequena cratera erodida, onde o volume de material removido será uma
função da energia térmica entregue.
W=∫ V(t) I(t) dt ta
0 , [5]
2.3.3. A extinção do canal de plasma
O canal de descarga tende a extinguir-se no tempo devido ao aumento da resistividade
do plasma, porém tal não chega a suceder pois o circuito de potência interrompe de forma
predefinida a passagem de corrente. Este procedimento está relacionado com parâmetros
15
operativos simples, tais como, a entrega térmica e a densidade de energia, por forma a permitir
obter uma remoção controlada do material. Quando a descarga elétrica é interrompida, a
pressão hidrostática do canal de plasma cessa e o dielétrico líquido tende a ocupar o espaço
anteriormente ocupado pelo canal de plasma promovendo a remoção das partículas metálicas
erodidas durante a descarga e em suspensão sobre a cratera. Seguindo um processo de
recombinação dos iões e eletrões existentes no meio para um estado de excitação inferior.
Porém, a elevada carga térmica existente nesta zona confinada entre elétrodos mantem as
bolsas de gás vaporizado e sobreaquecido durante um período de tempo superior ao do tempo
de impulso. Para promover uma reposição mais rápida das condições operativas iniciais é
utilizado um circuito de lavagem com passagem forçada e recirculação do dielétrico líquido na
folga entre elétrodos, com impacto significativo na eficiência e eficácia global do processo. O
material fundido é então removido pela passagem do dielétrico deixando assim uma cratera
erodida na superfície maquinada da peça. (Shuvra et al,, 2003)
A cratera erodida pode ser descrita de forma aproximada a uma calote esférica. Esta
morfologia da cratera está relacionada com a formação e expansão radial do canal de plasma.
Como a zona central da calote esférica corresponde ao ponto singular de início da descarga
elétrica, o tempo de exposição do material sólido da peça é maior nesta zona assim como a
profundidade alcançada. Este tipo de geometria foi proposta por Dibitonto (1989) considerando
simplificações do tipo ponta-plano (fonte de calor) (Ver Fig. 2.10 (a)). Mais recentemente,
autores como Salonitis (2009) ou Popa (2009), afirmam também que as crateras erodidas
podem ser representadas através do modelo da meia calote esférica (Ver Fig. 2.10 (b)).
(a) (b)
Fig. 2.10 – Morfologia da cratera erodida; (a) Modelo ponta-plano (fonte de calor)
(Dibitonto,1989), (b) Geometria da cratera proposta nos modelos de meia calote esférica
(Bragança, 2013).
Porém, atendendo às crateras erodidas através do processo em ambiente controlado
laboratorial, pode chegar-se á conclusão de que as mesmas apresentam uma geometria
menos esbelta, sendo que a sua forma se assemelha mais a um prato plano (Fig 2.11 (b)). A
observação cuidada das crateras erodidas permite concluir que as mesmas possuem rebordos
periféricos, superfícies onduladas no interior e a presença de pequenas crateras em seu redor,
raramente exibindo o formato esférico perfeito. Por vezes, estes rebordos e pináculos possuem
dimensões aproximadas à profundidade máxima da cratera. Ou seja, é possível concluir-se que
o mecanismo de remoção de material é acompanhado por um mecanismo de transferência de
material fundido (Bragança, 2013).
16
(a) (b)
Fig. 2.11 - Representação esquemática da cratera erodida a) cratera ideal e b) cratera
simplificada. (Bragança, 2013).
Na literatura da especialidade podem ser encontrados vários modelos acerca da
geometria de uma cratera erodida. Ao longo dos anos, vários estudos teóricos (recorrendo a
simplificações) e práticos, levaram a que se tenham formulado vários modelos, porém nenhum
deles ainda se tornou único e de consenso geral. Na figura 2.12, podem ser observados vários
modelos criados por diversos autores, entre eles os referidos anteriormente.
Fig. 2.12 – Valores de vários modelos referentes à geometria da morfologia de uma cratera
erodida (Bragança 2013).
17
Capítulo 3
Desenvolvimento Experimental Este capítulo apresenta o aparato experimental onde foram realizados os ensaios
laboratoriais, detalhando as modificações efetuadas. Em seguida apresenta o procedimento
experimental, o plano de ensaios e as dificuldades encontradas durante a realização da
investigação.
3.1. Aparato experimental
Os equipamentos de electroerosão que se encontram no mercado são na sua grande
maioria desenvolvidos para a produção de componentes industriais. As suas caraterísticas não
permitem flexibilidade para ajustar de forma independente os parâmetros operativos ou a
realização de um número discreto de descargas elétricas. Estas máquinas restringem uma
combinação de parâmetros fechada e que não pode ser alterada dificultando a realização de
ensaios laboratoriais em condições controladas.
Com o objetivo de estudar o mecanismo de remoção de material através do processo
de electroerosão, utilizou-se um aparato experimental desenvolvido primeiramente por Martins
(2007) e Bragança (2008), e remodelado posteriormente por Grencho (2015). Numa fase inicial
da presente investigação procurou-se compreender o funcionamento do aparato, identificar as
suas lacunas e anomalias, e proceder a intervenções de melhoria entre os diferentes módulos
e a redução de impedâncias nos vários circuitos constituintes do aparato. Com estes objetivos,
foram modificadas placas de circuito impresso (PCB) que assim reduziram impedâncias no
circuito e permitiram que o aparato experimental passa-se a estar melhor organizado na caixa
de segurança apropriada, evitando-se assim potenciais incidentes com cabos soltos, uma vez
que, o aparato permite efetuar descargas com tensões superiores a 200 V. Através da
remodelação a que o aparato inicial foi alvo, é possível efetuar descargas com um maior
controlo dos parâmetros e uma maior qualidade das mesmas.
18
O aparato experimental é constituído por uma estrutura em formato de pórtico, uma
cadeia cinemática, uma fonte de potência (dentro da caixa de segurança) e um computador
que permite o controlo dos parâmetros operativos e dos servo motores presentes na estrutura
em pórtico. Através deste aparato, o utilizador pode recorrer a diferentes tipos de descarga
consoante o seu objetivo, recorrendo ao painel de interruptores e ao software de controlo
desenvolvido por Gaspar (2010).
No que diz respeito à componente cinemática da máquina (Fig. 3.1), esta é composta
por uma estrutura em formato de pórtico em alumínio, sendo que este tipo de formato foi
utilizado com o objetivo de aumentar ao máximo a rigidez do sistema. Com o objetivo de retirar
interferências exteriores, nomeadamente, vibrações ou outros comportamentos anómalos, a
estrutura está fixa numa base de granito. No interior da estrutura em formato de pórtico, a
componente cinemática da bancada é constituída por uma mesa de movimentos cruzados
permitindo a deslocação da peça nos eixos XX e YY (movimentos horizontais e
perpendiculares entre si).
(a) (b)
Fig. 3.1 - (a) Estrutura em pórtico (Martins, 2007); (b) Cadeia cinemática eixo Z (Bragança,
2013).
A bancada possui ainda uma bucha de aperto (porta-elétrodos) onde o elétrodo é
fixado constituindo o terceiro eixo, o eixo dos ZZ (movimento vertical). O movimento vertical é
efetuado através de duas etapas durante um ensaio. Primeiramente, é efetuado um avanço
rápido executado através de um fuso de recirculação de esferas, sendo acionado através de
um motor DC. Seguidamente, é executado um movimento de precisão efetuado através de
micrómetro. O micrómetro neste eixo possui uma relação de 500 μm/volta, sendo o mesmo
acionado por um motor de passo com uma resolução de 200 steps/volta. O motor de passo
transmite o movimento de rotação ao tambor do micrómetro através de um sistema de polias e
correia (Ver Fig. 3.2 (b)), que por sua vez transmite ao parafuso do micrómetro um movimento
de rotação e translação. Uma vez que, o movimento desejado no porta-elétrodos é apenas o
movimento de translação em Z, do sistema faz parte uma esfera posicionada entre o
19
micrómetro e um parafuso calibrado no porta-elétrodos, acoplado ao mesmo. A componente de
rotação é anulada uma vez que a esfera apenas desliza sobre a cabeça do parafuso (Ver Fig.
3.2 (a)).
(a) (b)
Fig. 3.2 – (a) Esquema funcional do eixo de precisão (Gaspar, 2010); (b) Sistema de polias e
correia.
Fig. 3.3 – Esquema funcional simplificado (Grencho, 2015).
Atendendo ao esquema funcional simplificado exposto anteriormente (Fig. 3.3), podem
destacar-se quatro tipos principais de circuito, são eles:
Circuito de potência (conjunto peça/eléctrodo ligados a este);
Circuito comutador de segurança (protecção entre o computador e a potência);
Circuitos modeladores de sinal (controlo da intensidade de corrente);
Circuito de controlo de motores (passo e DC (opcional)).
No centro da caixa de segurança (Fig. 3.4) existe ainda uma placa de PCB onde se podem
encontrar todas as fontes de tensão, sendo que, os vários circuitos modeladores de sinais de
controlo, de potência e de segurança encontram-se ligados à mesma, possibilitando deste
20
modo a interação entre si. Esta placa de dimensões bastante superiores às demais, serve
ainda como intermediaria entre a placa de aquisição de dados (DAQ) e os restantes circuitos.
Fig. 3.4 – Caixa de segurança.
Com vista a fornecer a energia necessária ao processo, recorreu-se à rede pública de
fornecimento de energia elétrica. A tensão em vazio utilizada na descarga é definida através de
um transformador variável, que se encontra conectado a uma ponte retificadora. Deste modo, é
possível converter a corrente monofásica em corrente retificada. Estes componentes
encontram-se conectados a um condensador que armazena a energia permitindo descarregar
a mesma num curto espaço de tempo. Uma vez finalizados os ensaios, a energia armazenada
pode ser descarregada do sistema através de um comutador conectado a uma lâmpada (Fig.
3.5).
(a) (b)
Fig.3.5 – (a) Circuito da fonte de potência; (b) Fonte de potência (Gaspar,2010).
O aparato experimental remodelado por Grencho (2015), permite (atendendo ao
mesmo como gerador de impulsos) o estudo de três variantes através de três circuitos, são
elas: modo de potência por impulso (circuito de transístor), relaxamento com controlo por
transístor (circuito de relaxamento) e ainda uma variação do primeiro, permitindo o controlo da
taxa de fornecimento de corrente (circuito de controlo da taxa de fornecimento de corrente).
Nesta tese apenas foi utilizado o circuito de transístor (Rt) (Fig.3.6), porém,
demonstrar-se-á de seguida o funcionamento dos três circuitos. No circuito de transístor (Rt),
através da implementação de um Mosfet é possível controlar o tempo de descarga através da
abertura e fecho do mesmo em função da gama de tensões de controlo, sendo que, o controlo
do Mosfet é obtido através de um sinal proveniente da placa de aquisição de dados (DAQ). A
tensão em vazio é entregue ao processo quando o Mosfet estiver aberto, sendo que, a tensão
em vazio é controlada pelo transformador variável como referido anteriormente. Deste circuito
21
faz ainda parte um potenciómetro em que, através do mesmo é possível controlar o valor da
resistência e, como consequência controlar a intensidade de corrente entregue ao processo.
Existe também um botão que permite a escolha entre a utilização do circuito Rt isolado ou
sinérgico com Rv (circuito de controlo da taxa de fornecimento de corrente).
(a) (b)
Fig.3.6 - (a) Circuito Rt; (b) Sinal gerado pela abertura do Mosfet (Gaspar,2010)
.
O segundo circuito referido anteriormente diz respeito ao circuito de relaxamento (RC).
Este possui uma constituição bastante idêntica ao circuito de transístor (Rt), porém com um
condensador em paralelo com o processo (Fig. 3.7 (a)). Este, em função da abertura e fecho
do Mosfet possibilita que se acumule energia de forma controlada num curto intervalo de
tempo, tendo a descarga a assinatura presente na Fig. 3.7 (b). Este circuito possui também um
potenciómetro, possuindo o mesmo duas funções específicas, sendo a primeira a de
possibilitar o controlo da intensidade de corrente entregue no processo e a segunda, a de
dissipar alguma energia com vista a aumentar a vida útil do Mosfet, assim como o seu correcto
funcionamento.
(a) (b)
Fig. 3.7 – (a) Circuito RC; (b) Sinal gerado (Gaspar, 2010).
O terceiro e último circuito presente no aparato experimental é o circuito de controlo da
taxa de fornecimento de corrente (Rv) (Fig.3.8), em que, como o nome indica permite o
controlo da taxa de variação da corrente durante a descarga. Sendo que, o aparato
experimental possui um circuito resistivo variável que, com o recurso a um transístor
(acionamento analógico) permite modificar a resistência global do circuito durante a descarga.
Esta variação da corrente entregue ao processo é executada com recurso à utilização de um
BJT, em que, através de um dado sinal de referência (proveniente da DAQ) o mesmo abre e
fecha, possibilitando o estudo da influência da taxa de fornecimento de corrente no processo.
22
(a) (b)
Fig. 3.8 – (a) Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente; (b) Sinal gerado
(Gaspar,2010).
O sinal de referência antes de atuar diretamente no BJT, é isolado através de um
isolamento analógico (HCNR200), que possibilita um acréscimo na definição do sinal para
qualquer tempo de impulso definido pelo utilizador (Fig. 3.9).
Fig. 3.9 - Circuito modelador de corrente simplificado (Grencho, 2015).
Com o objetivo de aumentar a corrente de entrada no isolamento, o aumento da
amplitude e uma maior linearidade do sinal, é utilizada uma montagem amplificadora de sinal,
uma vez que, a DAQ é limitada a 10 mA. Na saída do isolamento são utilizadas duas
montagens amplificadoras em série com três transístores (2n3904), permitindo deste modo a
passagem de corrente de até 100 mA, sendo a mesma injetada na base do BJT de controlo
(BUL 59). O mesmo é alimentado por uma fonte isolada, controlando por sua vez três BJT de
potência (BUL 59), sendo possível, uma vez aplicada uma tensão em vazio de 200 V, a
utilização de intensidades de corrente superiores a 20 A. Com vista a controlar diretamente a
corrente imposta no processo de electroerosão, o sistema possui ainda potenciómetros
(referido anteriormente) integrados nas bases dos BJT de controlo e de potência, permitindo
deste modo que descargas inferiores a 25 A possam ser efetuadas para uma tensão de 200 V.
Se for necessário um controlo bastante rigoroso da corrente utilizada na descarga, é
possível conjugar o circuito de transístor (Rt) apresentado primeiramente e este último. A
conjugação dos dois permite a utilização de um maior leque de tempos de descarga, uma vez
que, os BJT apenas conseguem um controlo eficaz da taxa de fornecimento de corrente
durante a descarga de valores superiores a 30 μs. Quando se pretende utilizar tempos mais
baixos, os mesmos não são suficientemente rápidos quando se pretende uma queda abrupta
de corrente. Com o Mosfet integrado no circuito Rt, este possibilita a interrupção quase
instantânea da passagem de corrente nos tempos mais baixos. O funcionamento sinérgico
23
entre o Mosfet (Circuito Rt – linha azul) e os transístores de potência (Circuito Rv – linha
amarela) encontra-se representado na Fig. 3.10 (a), sendo que a corrente entregue no
processo se encontra representada pela linha roxa.
(a) (b)
Fig. 3.10 – (a) Sinal representativo da descarga sinérgica Rt + Rv (b)Taxas de corrente:
vermelha-positiva; azul-negativa; amarela-nula (Grencho, 2015).
3.2. Controlo numérico
Com a necessidade de se controlar e monitorizar ao máximo o processo, foi
desenvolvido um programa em LabView (Gaspar, 2010) totalmente dedicado à realização de
ensaios de EDM em mono-descarga. Este programa permite um controlo dos parâmetros e
uma recolha de dados mais rápida e eficiente. O programa designado Single_Discharge possui
a interface de utilização representada através da Fig.3.11. O mesmo apresenta um modo de
fácil leitura, com um fluxo de leitura da esquerda para a direita e de cima para baixo.
O programa tem ainda como objetivo tentar minimizar ao máximo os erros por parte do
utilizador, tendo sido automatizadas o máximo de operações possíveis através do mesmo.
Através do programa, o utilizador apenas tem de indicar o gap desejado, a intensidade de
corrente e o valor de tensão e o tipo de descarga (normal ou modelada), para efetuar um
ensaio em mono-descarga.
O controlo do gap (Fig. 3.11 (c)) é efetuado através do toque elétrico entre o elétrodo e
a peça. Ou seja, o elétrodo executa um movimento descendente até tocar na peça, quando o
curto-circuito é atingido, através do motor de passo presente no eixo dos ZZ, o gap entre o
elétrodo e a peça é definido através de um movimento de subida com steps controlados.
Posteriormente, podem ser visualizadas as descargas efetuadas e, proceder à
avaliação das mesmas.
24
Fig. 3.11 - Painel de controlo do programa Single Discharge: a) Realização do zero da operação;
b) Indicação e efetuação do gap pretendido com módulo de eliminação de folgas; c) Visualização
da diferença de potencial no controlo de curto-circuito e eliminação de folgas; d) Escolha de
controlo de taxa de intensidade, introdução de parâmetros de do processo e criação de pasta de
output para gravação de dados; e) Botão de descarga; f) Repetição de descarga com variação
de gap; g) Observação da descarga e avaliação desta; h) Controlo da subida do elétrodo para
posição segura;
i) Visualização da excitação dos pólos do motor.(Gaspar, 2010).
3.3. Intervenções de melhoria no aparato experimental
Atendendo que o aparato experimental sofreu bastantes alterações e desenvolvimentos
com o trabalho desenvolvido por Grencho (2015), o mesmo não se encontrava ainda
totalmente finalizado, existindo algumas anomalias que, antes de se proceder ao conjunto de
ensaios necessários para a realização desta tese, tiveram de ser corrigidas.
Inicialmente, procedeu-se à modificação da disposição do aparato experimental que,
devido ao intenso trabalho executado, encontrava-se ainda em estado de desenvolvimento.
Como demonstra a Fig.3.12 (a), muitos dos cabos e a placa de aquisição de dados
encontravam-se soltos, constituindo deste modo um problema para o operador, ao nível do
processo experimental que não era o mais comodo e dos problemas de segurança. Todos
estes passaram a estar dentro da caixa de segurança assegurando deste modo um trabalho
seguro e eficaz (Ver Fig.3.12 (b)).
25
(a) (b)
Fig.3.12 – Aparato experimental: (a) Antes; (b) Depois.
Mesa de movimentos cruzados
Seguidamente resolveu-se alterar ligeiramente a mesa de movimentos cruzados (Ver
Fig. 3.13). A que se encontrava anteriormente na bancada apresentava alguma corrosão e
detioração dos seus componentes. A componente relativa à fixação da peça à mesa foi
também alterada com vista a permitir uma melhor estabilidade e fixação da peça. Precaveu-se
deste modo maus apertos da peça à mesa, evitando comprometer os resultados esperados. Os
eixos XX e YY são controlados através de um micrómetro, sendo que, a deslocação da peça
nestas cotas é efetuada de forma manual pelo operador.
Fig.3.13 – Mesa de movimentos cruzados.
Placa de Circuito Impresso – Comutador de Segurança
A placa PCB relativa ao comutador de segurança, como referido anteriormente, diz
respeito à componente de proteção entre o computador e o circuito de potência. Esta proteção
era efetuada por um conjunto de dois relés controlados através de sinais enviados pela DAQ,
porém os mesmos encontravam-se danificados, sendo que, se procedeu à sua substituição.
A substituição dos mesmos revelou-se um processo complicado, uma vez que, os relés
presentes na placa já não se encontram disponíveis no mercado. Ou seja, procedeu-se à
alteração do tipo de relés tendo em atenção a potência devolvida pelo transformador para o
26
qual, todo o aparato foi desenvolvido. Este foi o maior problema encontrado, uma vez que, os
únicos relés presentes no mercado adaptáveis à placa existente necessitavam do dobro da
potência do transformador para atuarem. A alteração do transformador foi posta fora de
questão, visto que, todo o aparato estava dimensionado para o mesmo, sendo a sua alteração
um consumo de tempo que não seria viável na elaboração desta tese. Como alternativa
resolveu-se utilizar um conjunto de quatro relés de baixa potência ao invés do conjunto de dois
inicial. Esta alternativa revelou-se mais cómoda em termos de substituição de componentes,
uma vez que, apenas se teve de alterar o circuito da placa de circuito impresso através do
software EAGLE PCB e refazer a mesma. Com o objetivo de elaborar a placa de circuito
impresso para o novo conjunto de quatro relés, utilizou-se a técnica de maquinagem por raios
UV. Para a utilização desta técnica, recorreu-se ao uso de placas fotossensíveis e de um
equipamento emissor de raios UV (Fig.3.14 (a)).
Posteriormente à elaboração do circuito através do software EAGLE PCB, imprimiu-se
o mesmo em folha de acetato através de uma impressora de jato de tinta. Com os circuitos
impressos e a placa fotossensível preparada, procedeu-se à construção de um recipiente com
o objetivo de confinar os raios UV, promovendo assim uma melhor exposição da placa aos
mesmos com uma incidência mais uniforme. Inseriu-se a placa fotossensível em conjunto com
a folha de acetato dentro do recipiente e aplicou-se um vidro no topo com o objetivo de
imobilizar os mesmos (Fig.3.14 (b)).
(a) (b) (c)
Fig.3.14 – (a) Emissor de raios UV; (b) Recipiente com a folha de acetato e placa fotossensível;
(c) Placa Comutador de Segurança.
Durante a fase em que o conjunto é exposto aos raios UV dentro do equipamento (7
minutos), a folha de acetato funciona como uma máscara, sendo que, apenas existe exposição
da placa nos locais onde não existir tinta. Este procedimento promove a degradação da
camada fotossensível deixando apenas na placa os circuitos impressos na folha de acetato
(máscara). De seguida, preparou-se uma solução com 8 gramas de soda cáustica (NaOH) por
litro de água com o objetivo de retirar a camada de tinta fotossensível degradada pelos raios
UV. Submergiu-se a placa na solução e movimentou-se a placa dentro da mesma de forma a
27
permitir que os circuitos ficassem visíveis. Finalmente, com o objetivo de retirar a camada de
cobre presente na placa que não se encontra protegida pela tinta das pistas, submergiu-se a
mesma dentro de uma solução de percloreto de ferro, executando movimentos com a mesma
com o objetivo de degradar a camada de cobre excedente. No final, quando todo o cobre foi
retirando, excetuando-se o presente por debaixo da tinta das pistas, mergulhou-se a placa em
água corrente com o objetivo de parar a reação. Finalmente, procedeu-se à furação da placa e
soldadura dos vários componentes à mesma (Fig.3.14 (c)) e inseriu-se a placa através de
conectores de pinos na caixa de segurança.
Depois de efetuada a placa, o software de controlo foi modificado para o uso deste
sistema e todos os componentes foram testados. Durante esta fase de testes alguns
componentes tiveram de ser substituídos por estarem totalmente danificados ou em más
condições, sendo que, esta fase revelou-se demorada pois alguns componentes tiveram de ser
encomendados.
3.4. Equipamentos de observação e metodologia de medição das crateras
Com o intuito de estudar a morfologia das crateras obtidas através dos vários ensaios,
procedeu-se à utilização de um conjunto de equipamentos de medição e observação presentes
no Laboratório de Microfabrico da Área Científica de Tecnologia Mecânica do Instituto Superior
Técnico. Primeiramente utilizou-se o microscópio óptico, sendo possível através do mesmo a
observação das crateras e a medição do seu diâmetro. Seguidamente, recorreu-se à mesa de
medição de coordenadas, em que através da mesma foi possível quantificar a profundidade
das crateras erodidas nos ensaios. Antes de se executar um set de ensaios, desenhou-se uma
matriz nas placas de material em estudo (provetes), sendo a sequência de leitura e de
execução dos ensaios sempre da esquerda para a direita e de cima para baixo (Fig.3.15 (a)).
Como referido anteriormente, a determinação do diâmetro das crateras foi obtida através da
utilização de um microscópio óptico, sendo que, o mesmo possui uma camera acoplada
permitindo deste modo a aquisição da imagem diretamente para um computador. Foi ainda
utilizada uma identação (Fig.3.15 (b)) obtida através do uso de um microdurómetro com
dimensões bem definidas. Fotografando esta identação através dos mesmos meios pelas quais
as crateras são fotografadas foi possível obter uma referência fiável, contando o número de
pixéis da cratera da identação e conhecendo as dimensões da mesma. Contabilizando o
número de pixéis de cada cratera obtida nas descargas foi possível determinar a sua dimensão
real. De modo a obter um valor de diâmetro médio, mediu-se em todas as crateras duas
direções perpendiculares entre si e, procedendo-se ao cálculo da sua média (Fig. 3.15 (c)). Em
ensaios onde não resulte apenas uma cratera, mas sim uma zona afetada com várias,
determina-se o diâmetro médio equivalente, existindo neste método algum erro associado.
28
(a) (b) (c)
Fig. 3.15 – (a) Matriz desenhada nos provetes; (b) Identação; (c) Método de medição do
diâmetros das crateras.
Seguidamente, para a determinação da profundidade das crateras obtidas, utilizou-se a
mesa de medição de coordenadas (Fig. 3.16 (a)), utilizando a técnica de cromatografia
confocal. Recorrendo a um sensor de interferometria de luz branca MG 35 STILSA (Fig. 3.16
(b)) e, encontrando-se o mesmo fixo aos três eixos da mesa (X, Y e Z) em conjunto com um
sistema de aquisição de dados, foi possível a aquisição dos dados para um computador. Foram
executados varrimentos de superfície em diversas direções de modo a determinar a
profundidade máxima das crateras obtidas.
(a) (b)
Fig. 3.16 – (a) Mesa de medição de coordenadas; (b) Sensor de interferometria de luz branca
MG 35 STILSA.
3.5. Definição do plano de ensaios
Com vista a alcançar os objetivos pretendidos na presente tese, formulou-se um plano
de ensaios em que, através da execução do mesmo fosse possível retirar dados para análise
da morfologia das crateras erodidas. Propôs-se a utilização de materiais puros e um não puro
para que fosse possível verificar as diferenças na formação das crateras. Os materiais
utilizados com um estado de pureza elevado (acima de 99 %) foram os seguintes: alumínio
(99.999 %), titânio (99.6 %), zinco (99.99 %) e estanho (99.999 %). A escolha da utilização
destes materiais puros foi ainda influenciada pelo facto de se tentar promover um meio sólido
29
homogéneo e isotrópico, procurando evitar a complexidade da análise termomecânica típica
dos materiais metálicos ligados. O material não puro escolhido apenas para análise
comparativa foi o alumínio AA1050. A escolha do material recaiu no facto de o mesmo ter
propriedades muito semelhantes a um dos materiais puros utilizados (alumínio), porém com
mesmo a ser um material metálico ligado com vários elementos diferentes na sua constituição.
A escolha de todos os materiais utilizados nesta tese prendeu-se ao facto de os mesmos se
encontrarem bastante presentes na indústria atual, sendo o estudo da sua maquinabilidade de
grande interesse.
Com vista a que se efetuassem ensaios com um gap bem definido, evitando grandes
asperidades no material, todas as placas foram devidamente polidas através do uso de lixas de
água. Este polimento permitiu ainda uma superfície das placas mais uniforme e com menos
riscos, permitindo deste modo um melhor visionamento das crateras erodidas através do
microscópio sendo mais fácil determinar a sua morfologia.
Relativamente aos parâmetros, fixou-se a tensão em vazio, a intensidade de corrente e
a polaridade, sendo estes parâmetros sempre constantes ao longo de todos os ensaios
efetuados. Optou-se pela variação do gap e do tempo de impulso, sendo possível verificar as
alterações nas crateras em função destes parâmetros. Utilizaram-se ainda dois fluídos
dielétricos e vários tipos de elétrodo diferentes, estando a justificação desta opção presente no
ponto 3.6 do presente capítulo. Os parâmetros operativos dos ensaios experimentais para cada
material, fixos e variáveis, podem ser consultados nas tabelas 3.1 e 3.2.
Tabela 3.1 - Parâmetros operativos fixos utilizados nos ensaios experimentais.
.Parâmetros
Materiais…..
Tensão
em vazio
[V]
Intensidade
de Corrente
[I]
Polaridade
Titânio
200 10 Directa
Zinco
Estanho
Alumínio
Alumínio AA1050
30
Tabela 3.2 - Parâmetros operativos variáveis utilizados nos ensaios experimentais.
.Parâmetros
Materiais…..
Fluído
Dieléctrico1
Tempo
de
Impulso
[μs]
Gap
[μm]
Material
do
Eléctrodo
Titânio Fuchs
ECOCUT
FEL SYNTH
75;
150;
225;
300
10
e
12
Cobre Zinco
Estanho
Alumínio Água
Desionizada
Alumínio
Alumínio
AA1050
Alumínio
AA1050
Com vista à criação de um canal de plasma entre o elétrodo e o provete existe ainda
um parâmetro importante a ser considerado, o tipo de circuito de potência envolvido. O mesmo
tem de permitir a geração de impulsos de tensão e corrente, com a possibilidade de controlar
os principais parâmetros elétricos necessários à descarga elétrica. O tipo de circuito de
potência utilizado para a execução das descargas foi o circuito de transístor (Rt) presente na
tabela 3.3.
Tabela 3.3 – Circuito de Potência e Assinatura Elétrica.
Circuito de Potência Assinatura Elétrica
Devido à assinatura elétrica do circuito de potência (retangular), este torna-se também
um parâmetro importante no desenvolvimento do plasma, sendo que diferentes assinaturas
elétricas proporcionam diferentes canais de plasma, influenciado o modo como o mesmo
interage com a superfície do material metálico em estudo. Como modo exemplificativo,
apresenta-se na Tabela 3.3 a assinatura elétrica executada em um dos ensaios num provete
de alumínio com um tempo de impulso de 25 μs, tensão em vazio de 200 V e uma intensidade
de 10 A com um gap de 10 μm.
1 Ver Anexo A – Propriedades dos fluídos dielétricos
31
Optou-se pela utilização deste tipo de circuito de potência uma vez que, o controlo dos
parâmetros elétricos é deste modo mais facilitado do que em outros circuitos de potência com
assinaturas elétricas mais complexas. Como referido anteriormente, o tempo de impulso neste
tipo de circuito é controlado pelo intervalo de tempo em que o Mosfet se encontra aberto e
fechado. Este facto influencia negativamente a utilizado do mesmo, visto que, a utilização de
tempos de impulso baixos é limitado pelo tipo de eletrónica utilizada no aparato experimental.
3.6. Problemas encontrados
Durante a elaboração dos ensaios ocorreram várias avarias no aparato experimental,
tanto ao nível da eletrónica e, componentes presentes na caixa de segurança, como no
computador de controlo. Efetuou-se durante o decorrer dos ensaios, uma instalação de um
sistema de controlo e aquisição de dados fruto de problemas encontrados no sistema original
do aparato experimental. Contudo, durante o processo, algumas informações respeitantes ao
controlo da bancada foram difíceis de calibrar, facto este que levou a uma perda de controlo no
tempo em que o Mosfet, que controla o tempo de descarga no processo, estaria na posição
aberto e fechado, provocando a avaria do potenciómetro que regula a intensidade de corrente
entregue durante à descarga. Depois de testar o bom estado e correto funcionamento de todos
os componentes presentes na caixa de segurança, tentou-se resolver o problema voltando a
repor algumas das definições de origem registadas durante o processo de aprendizagem da
utilização do software de controlo, revelando-se este processo eficaz, voltando o aparato a ficar
totalmente operacional, porém, foi um trabalho que se revelou muito demoroso.
Durante algum tempo, utilizou-se água desionizada para efetuar os ensaios. Na
execução dos mesmos, o computador raramente conseguia efetuar o “Zero” e controlar o valor
do gap. Bem como, com a utilização da água desionizada, os ensaios eram muitas vezes
desprezados pelas descargas em curto-circuito e em regime aberto. A causa destes problemas
deveu-se à água desionizada utlizada nos ensaios estar contaminada, tornando-se condutora e
não dielétrica. Optou-se por substituir a água desionizada por óleo (Fuchs ECOCUT FEL
SYNTH). Ainda relacionado com a dificuldade em executar o “Zero”, optou-se por mudar o
elétrodo para cobre em vez de utilizar o mesmo material no elétrodo e na peça como até então.
Esta decisão foi tomada com vista a ser possível terminar a presente tese nos prazos
estipulados devido aos ensaios falhados durante a utilização do mesmo material em ambos os
componentes. Durante a execução dos ensaios alguns chips de controlo sofreram avarias
devido ao extenso uso, sobrecargas ou aquecimento, tendo sido prontamente substituídos por
novos.
32
Capítulo 4
Resultados e Discussão Este capítulo apresenta e discute os resultados da presente investigação. A discussão
é essencialmente baseada nos resultados obtidos com o elétrodo-peça em metal-puro (titânio,
zinco e estanho), o elétrodo-ferramenta em cobre eletrolítico e o meio dielétrico em
hidrocarboneto líquido. Porém, em algumas considerações são utilizados resultados prévios
obtidos com materiais de engenharia e meio dielétrico em água desionizada para
complementar a discussão dos resultados e contribuir para uma melhor compreensão do
mecanismo de remoção de material por electroerosão. A observação experimental das crateras
permitiu tecer uma primeira análise qualitativa da sua morfologia, complementada com
medidas experimentais das suas principais caraterísticas geométricas (diâmetro e
profundidade). Estes resultados foram ainda utilizados para permitir o cálculo da energia
específica de erosão para cada um dos materiais ensaiados e ajudar no estabelecimento duma
proposta para um modelo empírico para a morfologia das crateras.
4.1. Observação das crateras erodidas
Durante o processo de electroerosão formam-se crateras com geometria
aproximadamente circular e com uma determinada profundidade na superfície dos elétrodos
sobe a ação de uma fonte de energia térmica (plasma). A observação dessas crateras foi
realizada através de um microscópio óptico (função do tamanho reduzido das mesmas) e os
resultados podem ser visualizados nas tabelas 4.1 e 4.2, referentes aos materiais puros
(titânio, zinco e estanho) e nas tabelas 4.3 e 4.4, referentes aos dois tipos de alumínio. As
tabelas apresentam crateras erodidas através da utilização de dois gaps (10 e 12 μm), sendo
que, para uma melhor compreensão do processo erosivo, cada tabela apresenta fotografias de
crateras erodidas segundo o menor e o maior tempo de impulso utilizados nos ensaios.
33
Tabela 4.1 – Crateras erodidas com um gap de 10 μm.
Titânio Zinco Estanho
Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 75 μs
Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 300 μs
Tabela 4.2 – Crateras erodidas com um gap de 12 μm.
Titânio Zinco Estanho
Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 75 μs
Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 300 μs
Observando as crateras erodidas nos três materiais puros apresentados anteriormente,
é possível constatar que, à exceção do titânio as crateras apresentam uma geometria mais ou
menos circular. Este é um resultado esperado, tendo em conta os modelos propostos pela
literatura da especialidade referentes à geometria de uma cratera erodida pelo processo de
electroerosão. Analisando em mais detalhe as fotografias, concluiu-se que o titânio apresenta
crateras com geometrias bastante variáveis, sendo que muitas vezes se observou a formação
de múltiplas crateras em função de uma só mono-descarga. Enquanto no zinco e no estanho a
maior parte das observações, apresenta geralmente uma cratera única e bem definida.
As crateras erodidas em estanho foram as que mais interesse suscitaram no
desenvolvimento deste estudo. Estas apresentam as geometrias mais regulares e com boa
34
repetibilidade. Em geral as crateras erodidas neste material apresentam uma geometria circular
quase perfeita, contudo o ponto mais interessante é a observação de múltiplos anéis axi-
simétricos, algo que não foi possível encontrar na literatura acerca do processo. Em algumas
crateras erodidas em zinco foi possível observar o mesmo fenómeno, porém num menor
número de crateras (Fig.4.1 (a)). A superfície das crateras erodidas em estanho é também um
ponto de especial interesse, visto que, apresentam superfícies lisas com muito poucas
asperidades (Fig.4.1 (b)). As crateras erodidas em zinco apresentam também superfícies deste
género, porém com um nível de asperidades mais vincadas que as erodidas no estanho. De
uma forma geral foi ainda possível verificar que, as crateras erodidas em titânio apresentam um
diâmetro menor comparativamente com as erodidas em zinco com um diâmetro maior e com as
erodidas em estanho com um diâmetro superior às duas primeiras.
(a) (b)
Fig. 4.1 – (a) Cratera erodida em zinco com formação de anéis; (b) Superfície de cratera erodida
em estanho.
A morfologia das crateras erodidas foi também observada para ligas de alumínio com
graus de pureza distintos. As observações referentes a estas encontram-se apresentadas de
seguida nas tabelas 4.3 e 4.4. Como referido anteriormente, a execução dos ensaios nos dois
alumínios revelou-se complicada de realizar e bastante morosa. Durante os ensaios, a
realização do procedimento de referência entre elétrodos mostrou-se instável e moroso. Esta
dificuldade pode estar relacionada com a elevada resistividade dos óxidos de alumínio
existentes na superfície dos elétrodos e com o controlo da condutividade da água desionizada
utilizada nas experiências. De facto, as crateras erodidas em alumínio demonstram também
uma aparência menos regular quanto à geometria das mesmas e apresentam-se com
bastantes mais asperidades (comparativamente com os materiais anteriormente
apresentados). Observando apenas as crateras erodidas nos dois alumínios, não é possível
tirar conclusões relativamente à comparabilidade entre os valores dos diâmetros, uma vez que,
as mesmas apresentam tamanhos muito próximos. Este facto seria espectável, uma vez que,
um é um material em estado puro e o outro, um derivado do primeiro com propriedades físicas
semelhantes relativamente ao ponto de fusão, condutibilidade térmica e calor específico.
Tabela 4.3 – Crateras erodidas com um gap de 10 μm (Alumínio puro e AA1050).
35
Tabela 4.4 –
Crateras erodidas com um gap de 12 μm (Alumínio puro e AA1050).
Como conclusão principal da observação das crateras e, recorrendo à literatura
disponível da especialidade, é possível afirmar que as crateras erodidas em materiais puros
apresentam uma geometria mais regular (aproximadamente circular) do que as crateras
erodidas em ligas metálicas. Constatou-se ainda através da realização dos ensaios e da
observação das crateras que, o material que apresenta uma maior dificuldade em ser
maquinado através do processo é o alumínio. Conclusão corroborada pelo especto imperfeito e
muito pouco regular das crateras obtidas, bem como pela dificuldade em estabelecer o canal
de plasma nos ensaios.
Alumínio Puro Alumínio AA 1050
Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 75 μs
Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 300 μs
Alumínio Puro Alumínio AA 1050
Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 75 μs
Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;
Tempo de Impulso: 300 μs
36
4.2. Diâmetro e profundidade das crateras erodidas
Por forma a analisar a influência dos principais parâmetros operativos na morfologia
das crateras foi representada graficamente a evolução do diâmetro e da profundidade das
crateras em função do tempo de impulso para os diferentes materiais ensaiados. Estes gráficos
permitem ainda observar a influência do valor da folga entre elétrodos. Os gráficos das Fig. 4.2
e Fig.4.3 apresentam a evolução do diâmetro das crateras, onde é possível constatar que o
seu valor aumenta com o tempo de impulso devido à uma maior entrega térmica na zona de
descarga. Este é um resultado esperado pois os ensaios foram conduzidos com tensão em
vazio e intensidade de corrente constantes. O material da peça mostrou também influenciar a
dimensão das crateras, sendo os valores mais elevados obtidos no estanho, seguindo o zinco
e o titânio com os valores mais baixos. Considerando a temperatura de fusão dos três
materiais, sendo a do titânio seguido do zinco e do estanho em forma decrescente de valor e,
admitindo que esta é apenas uma das propriedades físicas dos materiais que interessa ser
tomada em conta no estudo do processo erosivo, está seria uma conclusão espectável.
Examinando os dois gráficos com maior pormenor, é possível constatar que os diâmetros das
crateras erodidas em estanho apresentam valores com algum desfasamento relativamente aos
diâmetros obtidos para o zinco e para o titânio que apresentam valores mais próximos entre
sim. Outra conclusão possível de ser retirada é que, o material que apresenta uma maior
variação do diâmetro em função do tempo de impulso utilizado é o estanho. Em sentido oposto,
o que apresenta menor variação é o titânio. A análise da influência do valor da folga no
diâmetro das crateras mostrar que este aumenta com o volume confinado entre as superfícies
dos elétrodos. O diâmetro é maior para a folga de 12 μm por esta condição permitir um maior
armazenamento de energia capacitiva e consequentemente manter a densidade de corrente
num nível mais elevado.
A evolução da profundidade das crateras em função do tempo de impulso é
apresentada nas Fig. 4.4 e Fig. 4.5, para os diferentes materiais ensaiados e para diferentes
valores de folga entre elétrodos. A análise destes resultados mostra que o valor absoluto da
profundidade é menos influenciado pelos parâmetros operativos do que o diâmetro da cratera.
Este resultado parece indiciar uma alteração da morfologia das crateras ao longo da descarga
com um aumento maior do diâmetro do que com a profundidade. Contudo, o valor de
profundidade parece responder à mudança do material da peça, sendo possível afirmar que os
mesmos seguem a tendência discutida anteriormente sobre as Fig. 4.2 e Fig.4.3. É possível
observar algumas divergências nos gráficos, mas o autor considerou que os desvios na medida
experimental e a natureza estocástica do processo influenciaram os resultados.
37
Fig. 4.2 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm).
Fig. 4.3 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm).
Fig. 4.4 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm).
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 50 100 150 200 250 300 350
Diâ
metr
o d
a C
rate
ra [
μm
]
Tempo de Impulso [μs]
Titânio
Zinco
Estanho
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 100 200 300 400
Diâ
metr
o d
a C
rate
ra [
μm
]
Tempo de Impulso [μs]
Titânio
Zinco
Estanho
0
5
10
15
20
25
0 50 100 150 200 250 300 350
Pro
fundid
ade
da C
rate
ra [
μm
]
Tempo de Impulso [μs]
Titânio
Zinco
Estanho
38
Fig. 4.5 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm).
O plasma é um canal de gás ionizado a alta temperatura alimentado pelos iões
metálicos dos elétrodos. Deste modo, interessa perceber de que forma pequenas alterações
dos elementos de liga podem contestar os resultados anteriormente discutidos. As Fig. 4.6 e
Fig.4.7 apresentam a evolução do diâmetro das crateras para duas ligas de alumínio. Porém,
importa referir a dificuldade em obter estas medidas através da cromatografia confocal devido à
refletividade deste tipo de materiais. Observando os gráficos é percetível que no primeiro (Fig.
4.6), o alumínio puro apresenta valores de diâmetro superiores aos do alumínio AA 1050,
porém no segundo (Fig.4.7), a situação inverte-se. Esta análise permite compreender que,
variando o valor da folga, materiais não puros podem ter comportamentos diferentes dos
materiais puros, não sendo o seu comportamento tão linear. Em concordância com os três
materiais puros apresentados anteriormente, no caso do alumínio puro, existe um aumento do
diâmetro bem vincado em função do tempo de impulso. Esta situação verifica-se também no
caso do alumínio AA1050, no entanto de forma menos vincada. Neste caso, foi também
perceptível o aumento (na sua grande generalidade) do valor do diâmetro quando aumentado o
valor do gap. Contudo, devido à natureza estocástica do processo teria sido aconselhável
realizar uma investigação experimental mais extensa, tanto mais que foi observada alguma
contaminação do dielétrico.
Fig. 4.6 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm (Alumínio puro e AA1050)).
0
5
10
15
20
25
0 50 100 150 200 250 300 350
Pro
fundid
ade d
a C
rate
ra [
μm
]
Tempo de Impulso [μs]
Titânio
Zinco
Estanho
0
20
40
60
80
100
120
0 50 100 150 200 250 300 350
Diâ
metr
o d
a C
rate
ra [
μm
]
Tempo de Impulso [μs]
Alumínio Puro
Alumínio AA1050
39
Fig. 4.7 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm (Alumínio puro e AA1050)).
4.3. Energia específica de erosão
A seção anterior mostrou que o tamanho da cratera, e logo o volume de material
removido, varia com o material a processar. Este resultado é um primeiro indicador da maior
dificuldade em remover alguns tipos de materiais. A equação de Reynaerts (1997) facilita a
compreensão sobre a influência de determinadas propriedades físicas no processo de remoção
de material, fazendo intervir propriedades físicas fundamentais ligadas ao processo erosivo
quando o material é sujeito a uma fonte de poder calorifico (ponto de fusão, calor especifico e
condutividade térmica). A tabela 4.5 apresenta os índices de maquinabilidade de Reynaerts
calculados para os materiais ensaiados com elétrodo-ferramenta em cobre e dielétrico líquido
em hidrocarboneto. De acordo com Rayernart (1997), materiais que apresentem um elevado
índice Cm são apropriados para serem utilizados como elétrodo, enquanto materiais com baixo
índice são apropriados para ser utilizados como peça. Normalmente, no processo de EDM o
objetivo passa por erodir ao máximo a peça e minimizar o desgaste do elétrodo. De acordo
com o autor, peças com um índice mais elevado são mais difíceis de maquinar ao invés de
peças com um índice mais baixo.
Tabela 4.5 – Índice de maquinabilidade por electroerosão Cm2.
Materiais:
Propriedades: Titânio Zinco Estanho Cobre
Ponto de Fusão [K] 1930,0 693,0 505,0 1360,0
Calor Especifico [J/(Kg.K)] 528,0 390,0 256,0 385,0
Condutividade Térmica [W/(m.K)] 17,0 112,2 63,2 398,0
Densidade [Kg/m³] 4500,0 7100,0 7290,0 8960,0
Índice Cm [J²/(m.s.Kg)] 3,343E+10 2,101E+10 4,126E+09 2,834E+11
2 Propriedades físicas dos materiais da biblioteca de dados MatWeb (Material Property Data).
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 50 100 150 200 250 300 350
Diâ
metr
o d
a C
rate
ra [
μm
]
Tempo de Impulso [μs]
Alumínio Puro
Alumínio AA1050
40
A tabela 4.5 mostra que o cobre eletrolítico é o material com maior índice de
maquinabilidade, fazendo deste o mais apropriado para material constituinte do elétrodo-
ferramenta. Atendendo aos dados presentes na tabela é possível constatar que, o cobre possui
um elevado ponto de fusão, comparativamente com os restantes materiais utilizados como
peça excetuando o titânio. Esta é uma das propriedades mais importantes na aplicação do
índice Cm, visto que, na equação que determina o índice este valor encontra-se elevado ao
quadrado. Assim como, é de notar uma condutividade térmica muito mais elevada no cobre do
que nos restantes materiais. Esta elevada condutividade proporciona ao material uma grande
capacidade de dissipação de calor, sendo estas duas propriedades as mais notórias que
favorecem o elevado índice Cm e a utilização do mesmo como elétrodo, uma vez que, é
necessário uma grande quantidade de energia térmica para desgastar o mesmo. O seu calor
específico (energia necessária para que a temperatura varie um grau em um grama de
material) é também um fator muito importante, porém não tão notório em relação aos restantes
materiais presentes na tabela como as demais referidas.
A tabela 4.5 mostra para os materiais da peça que, de forma decrescente de
dificuldade de maquinagem, o Titânio é o mais difícil de maquinar seguido do Zinco e do
Estanho. Tendo em especial atenção o titânio é possível observar que as propriedades do
mesmo diferem bastante em relação aos demais. Este possui um ponto de fusão muito
elevado, sendo esta a principal propriedade que lhe conferem o índice mais elevado (entre os
materiais utilizados como peça) pelo mesmo se encontrar elevado ao quadrado na equação.
Outra propriedade interessante do material é a sua baixíssima condutividade térmica,
propriedade que lhe confere uma baixa capacidade de dispersão de calor, sendo caracterizado
por uma elevada resistência térmica. Este será então segundo o índice o material que (para os
mesmos parâmetros operativos de descarga) possuirá uma menor remoção de material. Em
situação oposta, encontra-se o Estanho. O mesmo possui o índice mais baixo dos três, sendo
que este valor se deve principalmente ao seu baixo ponto de fusão e baixo calor específico (os
valores mais baixos dos três materiais) e ainda uma baixa condutividade térmica, sendo então
espectável que o mesmo apresente a maior remoção de material. Este facto é de fácil
compreensão, uma vez que, é o material que mais facilmente varia de temperatura quando
sujeito a uma fonte de calor e que mais facilmente passa do estado sólido ao estado líquido.
Com vista a determinar se os valores referentes aos índices condizem com os dados
retirados dos ensaios executados na presente tese, determinou-se para os três materiais puros
(Titânio, Zinco e Estanho) o valor da energia específica de erosão. Neste ponto, apenas o
Titânio, Zinco e Estanho foram considerados, uma vez que, para a determinação da potência
específica de erosão é necessário calcular o valor de volume de material retirado durante cada
ensaio. Como no caso dos alumínios, o valor da profundidade não foi possível de determinar,
não foi possível efetuar o cálculo da potência para os mesmos. Com o objetivo de determinar o
volume de material removido durante cada ensaio, foi necessário encontrar um modelo que
expressa-se a forma geométrica típica de uma cratera erodida por electroerosão. O modelo
encontrado que mais se assemelha às crateras erodidas e observadas no presente estudo, é o
41
modelo de prato plano referido por vários autores. Este foi o modelo adotado para o cálculo
simplificado (considerando o diâmetro médio da cratera e a sua profundidade máxima) do
volume das crateras erodidas.
Determinou-se ainda a energia gasta em cada ensaio, sendo que se considerou o
tempo de impulso para esse cálculo. Esta é uma abordagem também ela simplificativa, uma
vez que, para determinar corretamente o valor ter-se-ia de utilizar os valores referentes aos
tempos de descarga. Contudo, devido à impossibilidade de obter esses tempos, utilizou-se os
tempos de impulso como aproximação. De seguida, apresentam-se os dois gráficos referentes
à potência específica de erosão em função do tempo de impulso, sendo o primeiro referente
aos ensaios realizados com gap de 10 μm (Fig.4.8) e segundo referente aos ensaios realizados
com gap de 12 μm (Fig.4.9).
Fig. 4.8 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm).
Fig. 4.9 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm).
Analisando os gráficos anteriores (Fig.4.8 e Fig.4.9) é possível constatar que, no titânio
e no estanho os valores seguem uma tendência constante. Esta seria uma conclusão
espectável, uma vez que, utilizando tempos de impulso maiores, o volume de material
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
0 50 100 150 200 250 300 350
En
erg
ia /
Vo
lum
e [
J/m
m³]
Tempo de Impulso [μs]
Titânio
Zinco
Estanho
0
200
400
600
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1400
1600
1800
0 50 100 150 200 250 300 350
En
erg
ia /
Vo
lum
e [
J/m
m³]
Tempo de Impulso [μs]
Titânio
Zinco
Estanho
42
removido seria maior e, de modo inverso utilizando tempos mais baixos o volume de material
removido seria menor, tendendo então o valor para uma constante. De referir, que tal situação
não se verifica no zinco, seguindo a potência específica de erosão um valor crescente em
função do aumento do tempo de impulso. Esta situação ocorre devido aos valores
determinados para os diâmetros e profundidades das crateras medidas no material. Ou seja,
no gráfico referente aos valores obtidos para o gap de 10 μm (Fig.4.8) é possível verificar que
apenas um ponto sai da média constante apresentada pelos restantes três pontos. Atendendo
ao gráfico presente na figura 4.2 relativo aos diâmetros com gap de 10 μm, é possível constatar
que para o tempo de impulso de 300 μs o diâmetro tendeu para valores mais baixos do que
com tempos de impulso mais reduzidos, justificando-se deste modo a tendência crescente
apresentada na figura 4.8. Já no gráfico referente aos valores da potência específica de erosão
para um gap de 12 μm (Fig.4.9) a tendência também crescente é obtida devido à tendência
decrescente dos valores relativos à profundidade presentes na figura 4.5. Como justificação
para este acontecimento no material está a natureza estocástica do processo de electroerosão.
Sendo que, muito provavelmente com um maior número de ensaios o valor da potência
específica de erosão tenderia neste material também para um valor constante. Os valores
podem também ser influenciados como sempre por erros de medição. No entanto, analisando a
posição dos pontos e das linhas de tendência nos dois gráficos (Fig.4.8 e Fig.4.9) é possível
correlacionar essa mesma posição com os valores obtidos para o índice de maquinabilidade
proposto por Rayernart (1997). Ou seja, observando os gráficos é possível verificar que, o
material que é necessário entregar mais energia para remover uma unidade de volume de
material (mais difícil de maquinar) é o titânio seguido do zinco e do estanho, em forma
decrescente. Situação que vai de encontro aos índices determinados através da equação
proposta por Rayernart (1997).
Como referido anteriormente, atendendo apenas ao ponto de fusão dos materiais
podem também ser retiradas conclusões. No caso do titânio, o seu ponto de fusão é bem mais
alto que o dos demais, sendo o do zinco e estanho bem mais próximos entre si. Observando os
gráficos (Fig.4.8 e Fig. 4.9), é possível constatar que, os valores referentes às potências
específicas de erosão no titânio são na sua grande maioria muito superiores às do zinco e do
estanho que apresentam valores mais uniformes entre si. Sendo que com isto se conclui que, o
ponto de fusão é um fator bastante importante. Assim como, na equação de Rayernart (1997) o
valor surge elevado ao quadrado, dependo o índice de forma maioritária (em relação às
restantes propriedades) deste valor.
4.4. Morfologia das crateras erodidas
Apresentar-se-á agora uma análise, tendo em conta os modelos presentes na literatura
da especialidade que procuram definir a morfologia de uma cratera erodida através do
processo de electroerosão. Procurou-se deste modo contrastar esses modelos com a
morfologia encontrada experimentalmente nesta tese. Atendendo à literatura desenvolvida no
43
âmbito das estimativas teóricas (acerca da morfologia de uma cratera erodida através do
processo de electroerosão) pode observar-se a aproximação da geometria a uma calote
esférica (Fig. 4.10). Este tipo de geometria foi desenvolvido tendo em consideração
simplificações do tipo ponta-plano (fonte de calor) (Dibitonto, 1989), como referido no segundo
capítulo da presente tese. Observando a figura 4.10 é possível determinar o rácio (R1) do
diâmetro em função da profundidade através da equação apresentada de seguida, sendo este
rácio um valor constante.
Fig. 4.10 - Representação esquemática da cratera ideal erodida.
R1 =∅
p=
∅
12∅= 2 [6]
No entanto, alguns autores propõem um modelo da morfologia das crateras que se
assemelha a um prato plano como referido anteriormente. Através de algumas simplificações
geométricas, pode-se assumir que este formato se assemelha ao apresentado na figura 4.11.
Fig. 4.11 - Representação esquemática da cratera erodida (Modelo prato plano).
Atendendo aos valores obtidos na presente tese considerou-se um raio médio da
cratera de 50 μm para um gap de 10 μm, sendo possível determinar um rácio compatível (R2)
com o modelo. Este não possui um valor constante, mas é sim um valor compreendido no
intervalo [2;3]. Este rácio pode ser determinado pela equação apresentada de seguida.
R2 =∅
p=
2. sen(α)
1 − cos(α)= [2; 3] [7]
44
No desenvolvimento da presente tese, como referido anteriormente, consultaram-se
dados presentes na literatura fruto de trabalhos experimentais e de simulação numérica que
demonstram que este rácio diâmetro em função da profundidade tende para um valor
constante. Ainda que, com poucos ensaios para que fosse possível afirmar a existência de um
rácio de valor constante que correlaciona os valores relativos ao diâmetro e à profundidade,
executou-se o cálculo desse mesmo rácio para os materiais puros estudados (titânio, zinco e
estanho). Os valores do rácio encontrados apresentam-se de seguida no gráfico da figura 4.12.
Fig. 4.12 – Rácio diâmetro / profundidade.
Observando o gráfico apresentado na Fig.4.12 conclui-se que, o modelo teórico
representado pela meia calote esférica (linha vermelha no gráfico) não se aproxima da
morfologia observada nas crateras erodidas na presente tese. O modelo considera que, a
profundidade da cratera erodida é igual ao raio da mesma (rácio R1), não podendo o modelo
ser de todo aceite tendo em conta os dados obtidos nas crateras erodidas em laboratório em
condições controladas. Os valores do rácio (R2) obtidos através da equação proposta na
presente tese, representativa de uma aproximação da morfologia da cratera a um prato de
fundo plano (zona sombreada a cinzento no gráfico), encontram-se efetivamente mais perto
dos valores recolhidos no decurso desta tese e da morfologia encontrada. Porém, a equação
não expressa ainda de forma correta a morfologia real de uma cratera erodida. Atendendo à
morfologia das crateras erodidas em laboratório e aos valores do rácio proposto (R2) conclui-se
que, a equação necessita de ser ajustada tendo em consideração que o valor do diâmetro da
cratera possui efetivamente um valor muito maior e, a profundidade um valor menor, do que o
considerado na elaboração da equação. No entanto, para que o acerto da equação fosse
possível teriam de se efetuar mais ensaios, testando um maior número de gaps e observando
um maior número de crateras, com vista a encontrar a real morfologia típica de uma cratera
erodida através do processo de EDM.
1
10
100
0 50 100 150 200 250 300 350
Racio
Diâ
metr
o / P
rofu
ndid
ade
Tempo de Impulso [μs]
Titânio
Zinco
Estanho
45
Capítulo 5
Conclusões e Perspetivas de
Trabalho Futuro A maquinagem por electroerosão é um dos processos de fabrico para a qual não existe
uma teoria consolidada (DiBitonto, 1989) apesar da sua importância industrial e crescente
esforço de investigação (Schumacher, 2004). Neste enquadramento, a presente investigação
procura respostas para a influência dos principais parâmetros operativos e do material
constituinte dos elétrodos em alguns dos principais parâmetros do processo (taxa de remoção
de material e morfologia das crateras erodidas). Para a realização da investigação foi
necessária a introdução de melhorias numa bancada de ensaios de mono-descarga em
condições laboratoriais controladas. O plano de ensaios envolveu a utilização de materiais
metálicos puros para permitir facilitar a interpretação das medidas experimentais e avaliar a
dificuldade da remoção do material. De facto, estes materiais são simultaneamente uteis para a
realização de investigação fundamental mas também para extrapolar a influência que os
elementos de liga podem ter na energia especifica de erosão em materiais de engenharia. Para
a investigação fundamental é indispensável a obtenção de crateras bem definidas para que
possam ser futuramente utilizadas para validar modelos e estimativas teóricas para o processo
de electroerosão.
Como primeira conclusão do trabalho desenvolvido é de salientar que, a bancada de
ensaios presente no laboratório possui uma elevada complexidade, não sendo esta necessária,
para um estudo como o proposto. Durante a execução dos ensaios existiram bastantes
problemas associados tanto a nível do software como ao nível do hardware. Uma vez que, este
trabalho propunha usar uma única assinatura elétrica pulsada DC, a bancada experimental
desenvolvida por Miguel Grencho (2015) teve que ser modificada. O software de controlo, que
permite o controlo e modelação das descargas é bastante complexo e também gerou
problemas, gerando muitas vezes avarias na eletrónica da bancada.
Como conclusão da execução prática dos ensaios através da bancada experimental,
concluísse que a mesma devia ser mais simples para um estudo deste género, assim como o
software de controlo, uma vez que, com todos os problemas encontrados não foi de todo
46
possível realizar o conjunto de ensaios necessário para que se retirassem conclusões mais
precisas e assertivas.
Ainda durante a realização dos ensaios, foi possível determinar um facto que deve ser
referido. De todos os materiais estudados, o que apresentou uma maior dificuldade na
formação do canal de plasma foi o alumínio, tanto o AA1085 como o AA1050. Facto que se
conclui, ser derivado da formação da alumina na superfície, dificultando deste modo a
passagem de corrente elétrica. Contudo, assumindo que para um estudo deste género seria
necessário a realização de um conjunto de ensaios maior, foi possível retirar algumas
conclusões referentes ao aspeto da cratera erodida e à condição superficial do material, ao
mecanismo de remoção de material associado à maquinabilidade dos diferentes materiais e
quanto à morfologia das crateras erodidas.
Como primeira conclusão referente às crateras erodidas experimentalmente, pôde
observar-se que, crateras erodidas em materiais puros apresentam uma geometria mais
uniforme e constante, quando comparadas com ligas metálicas constituídas por diferentes
elementos. Efetivamente, quando o material se encontra em estado puro, ou próximo, o
mecanismo de remoção de material através da fusão do mesmo, torna-se mais regular,
aprestando as crateras uma geometria aproximadamente circular. No caso de materiais não
puros (caso do alumínio AA 1050 estudado) conclui-se que as crateras erodidas no material
apresentam entre elas uma geometria mais disforme. Em alguns casos, em que o ponto de
fusão dos materiais puros alvo de erosão apresenta um valor mais baixo, assiste-se mesmo à
formação de crateras com múltiplos anéis axi-simétricos.
Observando os dados relativos ao diâmetro e à profundidade, em conjunto com os
dados referentes ao índice de maquinabilidade, Cm, que quantifica de alguma forma a
maquinabilidade dos materiais através do processo de electroerosão e, da análise dos dados
referentes à potência específica de erosão é possível retirar também algumas conclusões.
Atendendo aos resultados obtidos, verifica-se que o titânio é de todos o mais difícil de
maquinar. Facto que seria espectável, uma vez que, comparativamente com os restantes
materiais utilizados, este é o que possui a maior temperatura de fusão e a mais baixa
condutividade térmica. No entanto, uma conclusão importante a retirar, prende-se ao facto de
em relação à diferença de resultados entre os três materiais, o titânio e o zinco têm na grande
maioria valores mais próximos entre si, sendo que, o estanho apresenta valores com uma
distância notável comparativamente com os dois primeiros. Esta conclusão da análise dos
resultados permite referir que, atendendo aos valores do índice de maquinagem Cm, que
conjuga os valores das propriedades físicas dos materiais que mais importam na aplicação do
processo de electroerosão num material que, devido ao índice com ordem de grandeza mais
baixo que os demais (resultante das suas propriedades físicas serem favoráveis à aplicação do
processo de EDM) que, este é o material mais fácil de maquinar, não sendo os valores mais
distantes apresentados pelo mesmo estranhos ou de difícil compreensão. Conclui-se por tanto
que, ligas constituídas maioritariamente por titânio apresentam uma dificuldade acrescida em
serem maquinadas através da utilização do processo de EDM. Analisando os mesmos
47
resultados mas agora referentes aos dois alumínios maquinados, conclui-se que a presença de
elementos de liga no alumínio AA 1050 fazem com que o mesmo tenha um comportamento
diferente dos demais materiais estudados quando variado o valor do gap. No entanto como
referido anteriormente, seriam necessários mais ensaios para reforçar esta afirmação. De um
modo geral em todos os materiais estudados constatou-se que com o aumentado do tempo de
impulso, o volume de material removido é maior. Conclusão espectável atendendo à literatura
consultada, onde se referem várias equações que demonstram que quando aplicada uma
descarga de maior duração, mais energia entregue ao processo, o volume de material
removido é efetivamente maior na peça alvo de maquinação.
Referente á morfologia encontrada nas crateras erodidas experimentalmente, é
possível concluir que, a mesma não se encontra em conformidade com os modelos
apresentados na literatura da especialidade. Tendo em especial atenção o modelo teórico que
ilustra a cratera como sendo uma calote semiesférica, este modelo não é totalmente aceite,
depois de analisados todos os dados da presente tese. Os dados obtidos mostram que o
diâmetro das crateras erodidas apresenta um valor substancialmente maior que o valor relativo
à profundidade, não sendo o modelo aceite como ilustrativo da morfologia de uma cratera
erodida por electroerosão. Atendendo aos dados referidos por Ivo Bragança (2015), mais
especialmente ao seu modelo alusivo à morfologia da cratera pode concluir-se que o mesmo
está mais próximo da morfologia real obtida na presente tese, porém ainda não define
totalmente a morfologia obtida. No entanto, e como referido anteriormente, assume-se que
para que fosse possível determinar conclusões mais elucidativas, seria conveniente testar
outras condições operativas.
Como perspetivas de trabalho futuro propõem-se o desenvolvimento da bancada de
ensaios para uma configuração mais robusta e estável. Ou seja, o desenvolvimento de
módulos independentes referentes ao tipo de circuito que se pretende utilizar, promovendo
deste modo menos avarias e atrasos desnecessários na reparação da bancada. Propõem-se
ainda neste âmbito, o desenvolvimento de um software de controlo mais eficaz.
Como trabalho futuro, no âmbito da maquinabilidade de materiais através do processo
de electroerosão, propõe-se a execução de ensaios onde sejam variados mais parâmetros
operativos como a intensidade de corrente, tensão e mais valores no que diz respeito aos
tempos de impulso. Propõem-se ainda, que seja efetuado um estudo referente ao valor da
folga entre elétrodos, tentando identificar o valor ótimo para o qual se consegue majorar o
número de descargas erosivas.
Como última proposta referente à morfologia das crateras erodidas por EDM, propõem-
se que sejam efetuadas melhorias no sistema de medida por cromatografia confocal e que
sejam propostos outros modelos teóricos que permitam uma melhor aproximação da
morfologia das crateras.
48
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49
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remains still disputed”, Journal of Materials Processing Technology 149 (2004) 376–381.
(Shuvra et al ,2003) – Klotz M.; Klocke F.; “EDM simulation: finite element-based calculation of
deformation, microstructure and residual stresses”, Journal of Materials Processing Technology,
2003.
50
Anexo A – Propriedades dos fluídos dielétricos
Água
Desionizada
pH 5-7
Condutividade a 20ºC < 3 μS/cm
Cloreto (Cl) < 0,15 mg/l
Cálcio (Ca) < 0,15 mg/l
Magnésio (Mg) < 0,005 mg/l
Dureza < 0,05 cg/l CaCO3
Fuchs
ECOCUT
FEL SYNTH
Aparência Líquido Transparente
Viscosidade cinemática a 40ºC 2.1 mm2/s
Densidade a 20º C 0.765 g/ml
Ponto de inflamação >100 ºC
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