REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA

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2 ii Dados Internacionais de Catalogação-na-Publicação (CIP) Divisão de Informação e Documentação Abreu, Pedro Jorge Moreira de Análise e otimização dos processos de fresamento a altas velocidades no contexto de ferramentaria. / Pedro Jorge Moreira de Abreu. São José dos Campos, f. Tese de mestrado Curso de Pós-Graduação em Engenharia Aeronáutica e Mecânica, Área de Mecânica dos Sólidos e Estruturas Instituto Tecnológico de Aeronáutica, Orientador: Dr. Eng. Mec. Jefferson de Oliveira Gomes. 1. Usinagem. 2. Aço endurecido. 3. Ferramentaria. I. Instituto Tecnológico de Aeronáutica. II. Análise e otimização dos processos de fresamento a altas velocidades no contexto de ferramentaria. REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA ABREU, Pedro Jorge Moreira de. Análise e otimização dos processos de fresamento a altas velocidades no contexto de ferramentaria f. Tese de mestrado na Área de Mecânica dos Sólidos e Estruturas Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos Campos. CESSÃO DE DIREITOS NOME DO AUTOR: Pedro Jorge Moreira de Abreu TÍTULO DO TRABALHO: Análise e otimização dos processos de fresamento a altas velocidades no contexto de ferramentaria. TIPO DO TRABALHO/ANO: Tese de Mestrado / 2010 É concedida ao Instituto Tecnológico de Aeronáutica permissão para reproduzir cópias desta tese e para emprestar ou vender cópias somente para propósitos acadêmicos e científicos. O autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta tese pode ser reproduzida sem a sua autorização (do autor). Pedro Jorge Moreira de Abreu Rua Antônio Cezarino, 300, apto. 44, Bosque CEP Campinas SP

3 iii ANÁLISE E OTIMIZAÇÃO DOS PROCESSOS DE FRESAMENTO A ALTAS VELOCIDADES NO CONTEXTO DE FERRAMENTARIA Pedro Jorge Moreira de Abreu Composição da Banca Examinadora: Prof. Dr. Inacio Regiani Presidente - ITA Prof. Dr. Jefferson de Oliveira Gomes Orientador - ITA Prof. Dr. Dr. Anderson Vicente Borille ITA Prof. Dr. Rodrigo Lima Stoeterau USP ITA

4 iv A minha amada esposa Simone, cujas palavras de encorajamento têm me estimulado a vencer os desafios.

5 v AGRADECIMENTOS Graças a Deus, que sempre nos conduz vitoriosamente em Cristo e por nosso intermédio exala em todo lugar a fragrância do seu conhecimento. Aos meus queridos e amados pais, Brígido e Lenisete de Abreu, por compartilharem dos meus sonhos e me abençoarem com seu amor e carinho. À minha irmã, Renata de Abreu, que me presenteia com a felicidade de ouvi-la dizer que para ela eu sou um exemplo a ser seguido. À minha valorosa esposa Simone de Abreu, que tem alegrado meus dias com sua presença. Que nossa casa possa continuar servindo verdadeiramente ao Senhor. Aos meus amigos e irmãos na fé, Rubens Sousa, Paulo Apóstolo e Fábio dos Santos, que viram milagres acontecerem em minha vida para que esse dia pudesse acontecer. Aos meus colegas do CCM e da Ferramentaria, por compartilharem comigo os seus conhecimentos e contribuírem para meu crescimento profissional. Ao meu professor e orientador Jefferson de Oliveira Gomes, que não me permitiu desistir, mesmo quando minhas obrigações profissionais quase sufocaram minhas aspirações acadêmicas.

6 vi Porque sou eu que conheço os planos que tenho para vocês, diz o Senhor, planos de fazê-los prosperar e não de lhes causar dano, planos de dar-lhes esperança e um futuro. Jeremias 29.11

7 vii RESUMO Este trabalho tem como objetivo avaliar e melhorar os métodos de fabricação de superfícies complexas. Para tanto, diferentes estratégias de fresamento são analisadas e aplicadas em um contexto de ferramentaria. As metas de melhoria são: diminuição dos tempos de processo, preservação dos recursos produtivos e melhora da qualidade superficial da peça usinada. São consideradas as operações de desbaste, semi-acabamento e acabamento do aço H13 temperado. A escolha desse material, bem como das ferramentas e da máquinaferramenta apresentadas neste estudo, é baseada nos recursos existentes e utilizados por empresas estabelecidas em território nacional. A peça de estudo foi sugerida por uma ferramentaria renomada e possui características presentes em seus atuais produtos. Características essas, que apresentam-se como pontos críticos no processo de manufatura em virtude de sua complexidade geométrica. Os objetivos estabelecidos foram alcançados. Foram desenvolvidas estratégias que permitiram o aumento da produtividade, ampliação da vida útil de ferramentas e máquinas e diminuição dos índices de rugosidade das superfícies fabricadas. Todos os conceitos foram empregados em chão-de-fábrica onde houve a comprovação dos ganhos obtidos e da aplicabilidade do estudo.

8 viii ABSTRACT This study aims to evaluate and improve manufacturing methods for complex surfaces. To this end, different milling strategies are analyzed and applied in toolshop environment. Targets for improvement are: process time reduction, productive resources preservation and proper workpiece surface quality. It was considered roughing, semi-finishing and finishing milling of tempered steel H13. The choice of this material, as well as tools and machine tool presented in this study, is based on existing resources used by companies nationally established. Workpiece was suggested by an acknowledged toolshop company and has features belonging to its current products. These characteristics appear as critical points in the manufacturing process due to its geometric complexity. The goals were achieved. Strategies were developed that enabled increased productivity, extended durability of tools and machinery and a decreased roughness of the fabricated surfaces. All concepts were employed in factory environment where the gains were verified and the applicability of the study was demonstrated.

9 ix ÍNDICE DE FIGURAS Figura 1.1 Cadeia de produção de um molde ou matriz Figura 1.2 Etapas da fabricação do ferramental (SANDVIK, 1997)... 4 Figura 1.3 Tempos relativos às etapas de fabricação do ferramental Figura 1.4 Etapas da fabricação do ferramental utilizando-se HSM Figura 2.1 Fresamento frontal e fresamento tangencial (KÖNIG, 1999) Figura 2.2 Tipos gerais de fresas de topo (HOCK, 1996) Figura 2.3 Fresamento discordante, concordante e combinado (STEMMER, 1995) Figura 2.4 Variação da temperatura com a velocidade de corte (SCHULZ; FINZER, 1999) Figura 2.5 Faixa de velocidades de corte para diferentes materiais (SCHULZ, 1996) Figura 2.6 Determinação do ângulo de penetração de corte (φc) (KÖLLING, 1986) Figura 2.7 Variações do grau de sobreposição do gume (KÖLLING, 1986; KRONENBERG, 1963) Figura 2.8 Considerações de contato em 2 ½ eixos, com uma fresa de topo toroidal (ZANDER, 1995) Figura 2.9 Otimização da estratégia de desbaste (BIEKER, 1991) Figura 2.10 Características da fresa de topo esférica (GOMES, 2002 apud HELLENO, 2004) Figura 2.11 Diferentes ajustes de ângulos de inclinação para fresas de topo esférico (SOUZA G., 2006) Figura 2.12 Problemas da utilização do cone ISO em alta rotação (CAVIOCHIOLLI, 2003) Figura 2.13 Cones: HSK à esquerda e ISO à direita (SOUZA, 2004) Figura 2.14 Eixos-árvore disponíveis para comércio (SCHMITT, 1996) Figura 2.15 Variação da espessura do cavaco devido à vibração da ferramenta (CABRAL, 2006) Figura 2.16 Influência do look ahead no perfil da velocidade de avanço (SOUZA A., 2004) Figura 2.17 Tipos de interpolação para geração da trajetória da ferramenta (nunes, 2007) Figura 2.18 Inserção de splines entre blocos intermediários (SIEMENS, 2006) Figura 3.1 Morsa de precisão usada na fixação da peça (NUNES, 2007) Figura 3.2 Mandril e pinça utilizados para a fixação das fresas (NUNES, 2007) Figura 3.3 Ilustração da estrutura cinemática do centro de usinagem Hermle C600 U (SIEMENS, 2004) Figura 3.4 Vista interna do gabinete de controle da máquina (NUNES, 2007) Figura 3.5 Esquema de interligação entre módulos de controle da Siemens (NUNES, 2007) Figura 3.6 Sistema para aquisição de dados em tempo real do CNC (NUNES, 2007) Figura 3.7 Dispositivo para medição de deflexão da haste da fresa (NUNES, 2007) Figura 3.8 Posicionamento dos sensores de proximidade e do disco no dispositivo de medição de deflexão de haste (NUNES, 2007) Figura 3.9 Esquema de montagem do experimento para a análise da deflexão da haste da ferramenta (NUNES, 2007) Figura 3.10 Imagem do software usado para aquisição de valores de deflexão (NUNES, 2007)

10 Figura 3.11 Processo de determinação da freqüência natural de vibração (cabral, 2007) Figura 3.12 Fluxograma do procedimento para obtenção dos valores de rotação ótima e profundidade máxima de corte Figura 3.13 Peça teste definida pela ferramentaria Figura 4.1 Avaliação dos esforços de corte para o ensaio item Figura 4.2 Resultados do ensaio do item Figura 4.3 Avaliação dos esforços de corte para o ensaio item Figura 4.4 Resultados do ensaio do item Figura 4.5 Avaliação dos esforços de corte para o ensaio Figura 4.6 Resultados do ensaio do item Figura 4.7 Avaliação dos esforços de corte para o ensaio do item Figura 4.8 Resultados do ensaio de vida do item Figura 4.9 Avaliação dos esforços de corte para o ensaio do item Figura 4.10 Resultados do ensaio de vida do item Figura 4.11 Avaliação dos esforços de corte para o ensaio do item Figura 4.12 Resultados do ensaio de vida do item Figura 4.13 Região de medição da rugosidade Figura 4.14 Ponto em que ocorre a máxima deflexão e ponto onde foi medida a deflexão. (NUNES, 2007) Figura 4.15 Comportamento da deflexão da haste para os diferentes casos estudados Figura 4.16 Influências do controle sobre produtividade e qualidade em hsc Figura 5.1 Ganhos obtidos com a estratégia raster Figura A.1 Maiores reduções de tempo de usinagem x

11 xi ÍNDICE DE TABELAS Tabela 3.1 Informações técnicas referentes ao centro de usinagem Hermle C 600U (SOUZA, 2006) Tabela 3.2 Informações técnicas a respeito da MMC Tabela 3.3 Informações técnicas a respeito do rugosímetro Tabela 3.4 Parâmetros fixos dos ensaios de vida Tabela 4.1 Parâmetros utilizados no ensaio do item Tabela 4.2 Parâmetros utilizados no ensaio do item Tabela 4.3 Parâmetros utilizados no ensaio do item Tabela 4.4 Parâmetros utilizados no ensaio do item Tabela 4.5 Parâmetros utilizados no ensaio do item Tabela 4.6 Parâmetros utilizados no ensaio do item Tabela 4.7 Condições para o ensaio de rotação no acabamento Tabela 5.1 Características do primeiro desbaste Tabela 5.2 Ganhos obtidos com a modificação do primeiro desbaste Tabela 5.3 Características do segundo desbaste Tabela 5.4 Características do semi-acabamento geral Tabela 5.5 Características do semi-acabamento da chaveta Tabela 5.6 Características do semi-acabamento da chaveta Tabela 5.7 Operações de semi-acabamento não modificadas Tabela 5.8 Características da abertura das aletas Tabela 5.9 Ganhos obtidos com a abertura de aletas Tabela 5.10 Características do acabamento em raster Tabela 5.11 Características dos processos de acabamento remanescentes Tabela A.1 Ferramentas adicionais usadas neste trabalho

12 xii LISTA DE SÍMBOLOS (1 - mc) coeficiente de Kienzle a e [mm] profundidade de corte radial A mi [mm/s²] aceleração mínima a n [mm/s²] aceleração normal mínima a p [mm] profundidade de corte axial a r ângulo de rampa b [mm] largura de corte D [mm] diâmetro da ferramenta D x [mm] deslocamento da ferramenta na direção x D y [mm] deslocamento da ferramenta na direção y F c [N] força de corte F r [N] força de atrito f z [mm] avanço por dente h m [mm] espessura média de usinagem k [grad] ângulo de ataque da ferramenta k c1.1 [N/mm 2 ] força específica de corte. N [rpm] Velocidade de rotação da ferramenta p k polígono de controle P n (x) polinômio de grau n R a [µm] Rugosidade média R th [µm] Rugosidade teórica R z [µm] Rugosidade média v c [m/min] velocidade de corte v f [mm/min] velocidade de avanço v fefetiva [m/min] velocidade efetiva de avanço v fprogramada [m/min] velocidade de avanço programada V n [mm/s] velocidade normal no ponto de contato V s [mm/s] velocidade de avanço resultante ou mínima (look ahead) V t [mm/s] velocidade tangencial x [mm] deslocamentos direcionais em x, na direção da velocidade de avanço y [mm] deslocamentos direcionais em y na direção transversal ao avanço z número de facas φ c [grad] ângulo de contato de corte na entrada da ferramenta

13 xiii SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO REVISÃO DA LITERATURA Conceituação do processo de fresamento Fresamento a altas velocidades Considerações sobre a Força de Corte Estimativa da produtividade Preservação da ferramenta de corte Etapas do fresamento de superfícies complexas O sistema ferramentas de corte/sistema de fixação/eixo árvore O controle do processo de fresamento O controle de vibrações em fresamento O controle dos movimentos de avanço em fresamento MATERIAIS E MÉTODOS Materiais Especificações das ferramentas de corte Dispositivo de fixação (NUNES, 2007) Máquina-ferramenta (NUNES, 2007) Dispositivo para medição da velocidade de avanço efetiva (NUNES, 2007) Dispositivo para medição dimensional da peça (NUNES, 2007) Dispositivo para medição da qualidade superficial da peça (NUNES, 2007) Dispositivo para medição da deflexão da haste (NUNES, 2007) Dispositivo para determinação da Função Resposta em Freqüência (CABRAL, 2007) Dispositivo para medição da vida da ferramenta Sistema CAD/CAM Métodos utilizados Método para teste de vida de ferramenta com passadas retilíneas Método para análise da potência efetiva do fuso Método para avaliação da rugosidade superficial Método para análise do desvio da haste da ferramenta de corte Método para determinação das rotações ótimas (CABRAL, 2007) Método para análise de estratégias de desbaste e acabamento Definição da peça teste... 57

14 xiv 4 RESULTADOS E ANÁLISES Análises dos Testes de Ferramentas Análise da variação do avanço por dente no engajamento (f z inicial) para v c = 69 m/min Avaliação do efeito do aumento da velocidade de corte (v c ) Influência do parâmetro estudado para v c = 201,06 m/min Análise da influência da profundidade de corte axial (a p ) e do avanço por dente (f z ) mantendo-se constante a taxa de remoção (Q) Análise da influência da velocidade de avanço no engajameto (v f ) aumentando-se profundidade de corte axial (a p ) e diminuindo-se o avanço por dente (f z ) Análise da variação da profundidade de corte axial (a p ) e do avanço por dente (f z ) mantendo-se constante a velocidade de corte (v c ) Análises das estratégias de corte sobre a estabilidade e sobre a integridade da peça Determinação da rotação ótima para operações de acabamento APLICAÇÃO DOS RESULTADOS Desbaste Semi-acabamento Abertura de aletas Acabamento em raster CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS Sugestões para Futuros Trabalhos REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANEXOS ANEXO I REDUÇÃO DOS TEMPOS DE OPERAÇÃO ANEXO II FERRAMENTAS ADICIONAIS

15 1 1 INTRODUÇÃO Moldes e matrizes são hoje ferramentas essenciais para as indústrias modernas que executam produção em massa. Clientes desse setor formam um amplo conjunto que compreende indústrias de máquinas de transporte (inclusive automobilística), máquinas industriais, máquinas e equipamentos elétricos, utensílios domésticos, produtos de escritório, dispositivos e equipamentos ópticos, recipientes de vidro, equipamentos e materiais de construção, brinquedos e outros. Como esses artigos e equipamentos consistem principalmente de partes, unidades (subconjuntos) e componentes, que são usados em larga escala, moldes e matrizes servem a praticamente todas as empresas de fabricação de tais produtos. Em termos de aplicações industriais, moldes e matrizes são classificados principalmente em estampos, moldes plásticos, matrizes para fundição, matrizes para metalurgia do pó, moldes para borracha e cerâmica (CHEN; LEE; MIZUNO, 2002). No entendimento de moldes e matrizes e seu trabalho, pode-se pensar, por exemplo, no cartucho de tinta de uma caneta esferográfica, numa garrafa PET ou recipientes para pudim e iogurte. Todos esses itens são processados ou conformados por moldes de plástico. A fabricação de moldes e matrizes é regida por um tipo de engenharia baseada em conhecimento tácito. Sua produção é de grande valia na determinação do preço e da qualidade do produto final. Moldes e matrizes são benéficos nesse sentido, portanto investimento na fabricação de moldes se faz necessário para um país que espera desenvolver o seu setor industrial. Atualmente, muitas multinacionais trabalham com foco em operações de montagem em cooperação com o país de origem da referida empresa. Esse método de

16 2 fabricação não é o mais economicamente vantajoso para o país anfitrião, uma vez que todo o valor agregado na fabricação dos componentes deve ser pago em forma de divisas de importação. Mesmo montadores locais ou seus fornecedores que disponham-se a fabricar localmente essas peças necessitam importar os moldes para os processos de conformação. Em outras palavras, o desenvolvimento do setor de moldes e matrizes, permite a um país responder cada vez mais não apenas pela operação de montagem usando peças produzidas localmente, mas também gerenciar toda a cadeia produtiva do produto a ser manufaturado. Pelo exposto, não causa admiração o fato de muitos países atualmente investirem pesadamente no desenvolvimento de seu setor fabricante de moldes e matrizes. Esse segmento passou em poucos anos de uma situação em que a Europa, a América do Norte e o Japão eram quase os únicos produtores, para outra com vários países produtores, na qual a China, Taiwan e Coréia do Sul já estão entre os 11 primeiros (ICEX, 2007). Tomando a China como exemplo, nos últimos anos esse país tem mantido um expressivo desenvolvimento nesse segmento. Apesar do impacto da crise financeira mundial, em 2009 sua receita total de vendas alcançou 14,3 bilhões de dólares. Esses valores tendem a aumentar. Com o estímulo da procura interna, investimento em tecnologia (que chegou a dezenas de milhões de dólares em 2008) e com a vantagem de eficiência de custos característica da indústria chinesa, é previsto que esse setor continue a crescer substancialmente. Esse país ocupa hoje, em termos de valores, a posição de terceiro maior fabricante de moldes e matrizes depois de Japão e Alemanha. Em termos de quantidade, perde apenas para o Japão (DMC, 2010). Já a Espanha, que também é um dos 10 principais fabricantes mundiais de Moldes e Matrizes, tem uma produção anual de perto de 827 milhões de euros e 800 empresas que

17 3 empregam pessoas aproximadamente. Em torno de 26% da produção anual são exportados (ICEX, 2007). Ainda na península Ibérica, Portugal também tem investido em sua indústria de moldes para plásticos. Seus esforços têm-se concentrado em estimular, cada vez mais, grandes multinacionais a selecionarem empresas nacionais para o fabrico dos seus moldes. Atualmente, o setor de moldes em Portugal possui cerca de 300 empresas empregando cerca de 7500 pessoas e o país exporta 90% de sua produção (LEITÃO; FERREIRA; AZEVEDO, 2008). Devido ao elevado nível de importância, o mercado global tem mostrado sinais de maturidade e estagnação nesse segmento, com várias empresas no mesmo ramo de atuação. Empresas essas que disputam os mesmos mercados ou avançam sobre territórios adjacentes. No Brasil, esse setor enfrenta o desafio de avançar em termos de fatores de inovação, vantagem competitiva e eficiência de custos. Aspectos esses que, apesar de sempre terem sido considerados importantes, tornaram-se essenciais nos últimos tempos. As indústrias brasileiras de produção de moldes e matrizes são também conhecidas como ferramentarias. Na análise das etapas que formam a cadeia de produção de uma matriz ou de um molde em uma ferramentaria, temos os seguintes quadros esquemáticos (Figura 1.1 e Figura 1.2).

18 4 FIGURA 1.1 CADEIA DE PRODUÇÃO DE UM MOLDE OU MATRIZ. a - bloco de material bruto, b - Desbaste, c- semi-acabamento, d - tratamento térmico, e* - usinagem do eletrodo, e - Eletro-erosão, f - acabamento, g - polimento FIGURA 1.2 ETAPAS DA FABRICAÇÃO DO FERRAMENTAL (SANDVIK, 1997). A Figura 1.2 representa as fases envolvidas no processo atual de fabricação de uma ferramenta de injeção ou de um estampo (molde ou matriz). Observam-se possíveis pontos de melhoria. Primeiro, entre as etapas c e d, a peça deve ser retirada da máquinaferramenta para ser encaminhada para tratamento térmico. Ao retornar, ela deve ser novamente fixada à máquina, o que, dependendo da complexidade geométrica, pode significar grandes perdas relativas a tempo. Segundo, os sub-processos de fabricação de eletrodos (etapa e* ) e eletro-erosão (etapa e ) são geralmente demorados. Isso leva ferramentarias a dedicarem uma máquina-ferramenta exclusivamente à usinagem de eletrodos. Por último,

19 5 nesse esquema de fabricação, as etapas de polimento manual e mesmo de retificação da superfície demandam muito tempo. As retíficas de uma ferramentaria constituem muitas vezes o gargalo da produção de moldes. Em uma pesquisa realizada em um ferramentaria brasileira de grande porte, foram avaliados os tempos envolvidos no processo de fabricação de 22 moldes de injeção de plástico e 14 matrizes de estampo. Constatou-se que, em média, considerando-se desde o início da fase de projeto até a primeira operação de prova prática (tryout), a etapa de fabricação corresponde a aproximadamente 48% do lead time (Figura 1.3). FIGURA 1.3 TEMPOS RELATIVOS ÀS ETAPAS DE FABRICAÇÃO DO FERRAMENTAL. Assim, a etapa de fabricação do ferramental representa quase metade do tempo necessário para o fornecimento de um molde ou matriz com os requisitos do cliente. Em um contexto em que o termo competitividade deixou de ser uma expressão corriqueira, é de fundamental importância para a indústria brasileira melhorar a produtividade mantendo um alto nível de qualidade dos produtos fabricados. A inovação tecnológica é essencial para a redução de custos por meio da utilização racional dos recursos de uma ferramentaria. Nesse caso, o desenvolvimento reside fundamentalmente em um processo qualitativo de transformação da estrutura produtiva no sentido de otimizar processos e agregar mais valor à produção por meio da intensificação do uso do conhecimento aplicado.

20 6 A usinagem a altas velocidades (também conhecida como High Speed Machining ou HSM) mostra-se extremamente vantajosa nesse sentido. O processo HSM consiste em submeter o material a cortes, desbastes ou acabamentos em velocidades de cinco a dez vezes maiores do que as utilizadas em usinagens convencionais. Um procedimento que não apenas economiza tempo de produção como proporciona maior precisão dimensional e melhor acabamento para as peças usinadas. Nos últimos anos, o fresamento em alta velocidade tem sido muito utilizado e muitas investigações têm demonstrado as vantagens da tecnologia. No Brasil, no entanto, a maioria das aplicações e atividades de pesquisa de diversas ligas de aço se refere às operações de acabamento em profundidades de corte pequenas, avanços pequenos e comprimentos de contato curtos (WERTHEIM, 2008). O ganho com a tecnologia de alta velocidade pode ser ainda mais impactante. É possível reduzir sensivelmente os tempos de fabricação. Utilizando as técnicas de corte em altas velocidades mostradas nesse trabalho, é possível iniciar a usinagem já com o material termicamente tratado e com a dureza final exigida (Figura 1.4). O que permite que sejam realizadas todas as operações de fresamento sem a necessidade de retirar a peça da máquina-ferramenta. Além disso, utilizando-se da redução das forças de corte e do aproveitamento máximo da estrutura das ferramentas, faz-se possível remover material de cavidades profundas e de difícil acesso, reduzindo, e em muitos casos até eliminando, a necessidade dos processos de eletro-erosão.

21 7 a* - bloco de material termicamente tratado, b* - Desbaste, c*- semi-acabamento, e* - usinagem do eletrodo, e - Eletro-erosão, f - acabamento, g - polimento FIGURA 1.4 ETAPAS DA FABRICAÇÃO DO FERRAMENTAL UTILIZANDO-SE HSM. Por produzir peças em muito menos tempo, a HSM representa um considerável ganho de produtividade, além de proporcionar maior precisão dimensional e rugosidade mais baixa, o que significa uma superfície mais lisa e adequada para moldes de injeção de plástico (INOTEC, 2010). Isso permite que as operações de retificação e polimento, quando necessárias, sejam realizadas mais rapidamente. Com a HSM, um molde da indústria de injeção de plásticos, por exemplo, pode ser fabricado na metade do tempo gasto pelo processo convencional (INOTEC, 2010). Possibilidade significantemente valiosa em um contexto em que as dificuldades em cumprimento de prazos e as questões relativas à eficiência de custos têm se mostrado como pontos fracos, como é o caso das grandes ferramentarias do Brasil. Desse modo, a capacitação brasileira nesta área do conhecimento é considerada estratégica para a indústria nacional, uma vez que a usinagem em altas velocidades está impondo novos padrões de produtividade e qualidade ao setor industrial (INOTEC, 2010). Este trabalho busca uma maior compreensão das operações de fresamento a altas velocidades. A aplicação desse conhecimento deve conduzir à elevação das taxas de remoção de material e à redução dos esforços solicitantes durante as operações de usinagem. Além disso, objetivam-se processos mais estáveis que permitam aumentar tanto a qualidade superficial do componente usinado, como sua precisão dimensional.

22 8 Para tanto, uma peça de estudo foi definida em conjunto com uma ferramentaria de reconhecida expressão em território nacional. Os resultados deste estudo serão aplicados na fabricação dessa peça e os resultados serão comparados aos dos processos convencionais da ferramentaria. Espera-se, portanto, gerar informações de grande valia para a indústria nacional que possibilitem o aumento da produtividade, a melhoria da qualidade e a preservação dos recursos produtivos no contexto de fabricação de moldes e matrizes. O presente documento foi dividido em cinco capítulos que são brevemente descritos a seguir: Capítulo 1 Refere-se à introdução do tema principal. Capítulo 2 Apresenta a abrangência dos aspectos do fresamento a altas velocidades. Capítulo 3 Descreve os materiais e métodos utilizados para a realização da etapa experimental deste trabalho. Capítulo 4 Trata da discussão dos resultados experimentais e dos testes realizados, assim como os estudos de caso realizados. Capítulo 5 Descreve os estudos de casos baseado em uma peça teste fornecida por uma grande ferramentaria reconhecida em âmbito nacional. Capítulo 6 Contém conclusões a respeito do trabalho, análise das contribuições deste estudo e propostas para novos trabalhos relacionados ao tema.

23 9 2 REVISÃO DA LITERATURA 2.1 Conceituação do processo de fresamento Fresamento é um processo de usinagem no qual a remoção de material da peça se realiza de modo intermitente pelo movimento rotativo da ferramenta, geralmente multicortante, denominada fresa (STEMMER, 1995). A ferramenta movimenta-se com uma velocidade de avanço em relação à peça. Uma característica do processo é que cada gume da fresa remove uma porção de material da peça na forma de pequenos cavacos individuais (DROZDA, 1983). É um processo largamente utilizado na indústria aeronáutica, automobilística e de moldes e matrizes (POLLI, 2005). Suas aplicações incluem a produção de superfícies planas, contornos, rasgos, ranhuras, cavidades e roscas, entre outras (STEMMER, 1995). Os métodos de fresamento podem ser divididos em dois grupos principais: periférico ou tangencial, e frontal ou plano (Figura 2.1) (STEMMER, 1965). Outros métodos de fresamento que existem podem ser considerados variações desses dois e dependem do tipo de peça e ferramenta utilizadas (DROZDA, 1983).

24 10 FIGURA 2.1 FRESAMENTO FRONTAL E FRESAMENTO TANGENCIAL (KÖNIG, 1999). No fresamento periférico, ou tangencial, a superfície usinada é gerada por gumes na periferia da fresa, e é geralmente um plano paralelo ao eixo da ferramenta. A seção transversal da superfície fresada corresponde ao contorno da fresa ou combinação de fresas utilizadas (KÖNIG, 1999). No fresamento frontal, a superfície usinada resulta da ação combinada dos gumes localizados na periferia e na face frontal da fresa, esta geralmente em ângulo reto ao eixo da ferramenta. Normalmente, neste tipo de fresamento, a superfície fresada é plana, e não corresponde ao contorno dos gumes (KÖNIG; KLOCKE, 1999). O fresamento de topo é um processo contínuo, circunferencial e frontal que emprega uma fresa de topo. Ele é utilizado com vantagem na execução de superfícies de forma livre, bem como rasgos e cortes de todos os tipos e tamanhos (STEMMER, 1995). As fresas de topo possuem gumes tanto na sua periferia quanto na sua face. Podem ser produzidas com topo simples ou duplo, haste e corpo cilíndricos ou cônicos, em diversos diâmetros e comprimentos, possuir dois, três, quatro, seis ou mais canais, sendo que na maioria estes são helicoidais e, em alguns casos, retos (STEMMER, 1995).

25 11 O topo pode ser reto, semiesférico ou toroidal. Construtivamente as fresas de topo podem ser inteiriças, com insertos brasados ou ainda com insertos intercambiáveis. Alguns exemplos de fresas são apresentados na Figura 2.2. FIGURA 2.2 TIPOS GERAIS DE FRESAS DE TOPO (HOCK, 1996). De acordo com a direção de corte e de avanço, distinguem-se ainda o fresamento concordante e o fresamento discordante. No fresamento concordante os movimentos de corte e de avanço têm, em média, o mesmo sentido, iniciando-se o corte com a espessura máxima de cavaco. No fresamento discordante os movimentos de corte e avanço têm, em média, sentidos opostos, iniciando-se o corte com a espessura mínima de cavaco. No caso do eixo da fresa interceptar a peça, tem-se o fresamento concordante e discordante combinados. Isto ocorre geralmente nos processos de fresamento frontal e de topo (Figura 2.3) (STEMMER, 1995).

26 12 FIGURA 2.3 FRESAMENTO DISCORDANTE, CONCORDANTE E COMBINADO (STEMMER, 1995) Fresamento a altas velocidades O processo de usinagem com altas velocidades de corte (da terminologia High Speed Cutting ou High Speed Machining) surgiu a partir do trabalho desenvolvido por Cal. J. Salomon, com patente registrada em 1931 (Deutsche Patentschrift Nr ), que mais tarde foi vendida à empresa alemã Friedrich Krupp AG. A patente foi baseada em curvas de velocidade de corte em função da temperatura, conforme mostra a Figura 2.4 (OLIVEIRA, 2003). Embora o conceito de alta velocidade seja bastante relativo, há um consenso na literatura sobre o que seja alta. Nota-se, na Figura 2.5, a faixa de valores que define a alta velocidade de corte para cada material específico (SCHULZ, 1996).

27 13 FIGURA 2.4 VARIAÇÃO DA TEMPERATURA COM A VELOCIDADE DE CORTE (SCHULZ; FINZER, 1999). FIGURA 2.5 FAIXA DE VELOCIDADES DE CORTE PARA DIFERENTES MATERIAIS (SCHULZ, 1996) Considerações sobre a Força de Corte Para deformar um material durante a usinagem e lograr a remoção de cavacos, a ferramenta empregada deve atuar com uma determinada força sobre a peça usinada. O conhecimento da grandeza e direção da força de usinagem, com suas componentes na direção de corte (F c ), na direção do avanço (F f ) e na direção do eixo da ferramenta (F p ), é de grande

28 14 importância no projeto dos elementos de máquinas-ferramentas, como acionamentos, guias, mancais, sistemas de fixação das ferramentas e dispositivos de fixação das peças, na determinação dos parâmetros de corte para o planejamento dos trabalhos de usinagem, no conhecimento dos fenômenos que ocorrem durante o processo de usinagem, no esclarecimento dos mecanismos de desgaste e na estimativa da precisão atingível durante a usinagem sob determinadas condições de corte (KÖNIG; WITTE, 1982; KIENZLE, 1952). A potência de corte é determinada pela equação: F c [N]: força de corte P c = F c. v c [kw] (1) v c [m/min]: velocidade de corte Embora o presente estado de conhecimento na usinagem não permita um equacionamento que considere todas as variáveis influentes na força de usinagem, a grande parte dos trabalhos desenvolvidos na área está baseada nas pesquisas extensivas de Kienzle (1952) e Kronenberg (1966). Kienzle (1952) determinou empiricamente a dependência da força de usinagem com a seção de usinagem no torneamento. O modelo de Kienzle estabelece uma relação nãolinear entre a força específica de corte (k c1.1 ), que é a força necessária para remover um cavaco de seção transversal (largura por espessura de usinagem) b.h = 1x1 mm 2 e a espessura de usinagem h. Essa relação pode ser representada por uma reta no intervalo de espessuras de usinagem definido como inclinação m c. (F p ): F c /b = k c1.1.h (1-mc) (2) Pode-se aplicar o mesmo raciocínio para a força de avanço (F f ) e a força passiva F f /b = k f1.1.h (1-mf) (3)

29 15 F p /b = k p1.1.h (1-mp) (4) onde: b = a p /senχ (5) h = f. senχ (6) χ= ângulo de posição do gume Os resultados de Witte (1980) comprovaram que os dados de usinagem, determinados nas operações de torneamento, podem-se aplicar, com reservas, para outros métodos de usinagem. König (1982) constatou que as equações da força de avanço (F f ) e da força passiva (F p ) de Kienzle devem ser consideradas como uma solução aproximada, em virtude da grande dispersão dos resultados práticos com teóricos. De acordo com SCHULZ (1999), para se ter um processo HSC eficiente, a ferramenta de corte deve permanecer em carregamento constante, mantendo tão estável quanto possível, a força de usinagem. Para isto a seção de corte deve manter-se a mais constante possível, durante todo o percurso da ferramenta. Quando é utilizada uma geometria de corte helicoidal, cada gume penetra passo a passo através da peça, alcançando um valor máximo da força de usinagem, que é menor do que para um gume único (STEMMER, 1995). A sobreposição de vários gumes representa uma vantagem da geometria helicoidal para o controle da potência de usinagem (P). Neste caso, a força de usinagem nunca chega a zero e a ferramenta está sempre sob carga. Isto produz estabilidade para o processo de fresamento, reduzindo a vibração e requisitando potências de corte constantes durante o processo (WERTHEIM; SATRAN, 1993; BOOGERT; KALS; HOUTEN, 1996; WERTHEIN; SAHAN; BER, 1996). No fresamento de topo reto com fresas helicoidais, o comprimento de ação do gume depende do ângulo de hélice (λ). O comprimento do gume que está em ação durante o

30 16 processo determinará de uma maneira significativa, tanto a força quanto a potência de usinagem (GOMES, 2001). O equacionamento da força de corte (F c ) para a fresa de topo reto é obtido por intermédio da equação modificada de Kinzle. Neste caso, deve-se conhecer as grandezas empíricas: força específica de corte (k c1.1 ) e o coeficiente de Kienzle (1-m c ). Essa equação está fundamentada no conhecimento da tensão de deformação e usinabilidade dos materiais, na seção transversal de usinagem e no número de dentes no corte (KÖLLING, 1986). 1 - F c = a p. z ie. h mc m. k c1.1 (7) a p [mm]: profundidade de corte axial z ie : número de gumes atuantes no corte h m [mm]: espessura média de usinagem Pela equação (7), (a p. z ie ) é a soma de todos os gumes que estão atuando simultaneamente no corte (KÖLLING, 1986). Para um ângulo de ataque (κ) igual a 90, que é a característica de uma fresa de topo reto, pode-se calcular a espessura média de usinagem (h m ) pela seguinte aproximação (KÖLLING, 1986): h m = f z. ae. 360 /(φ c. π. D) (8) f z [mm]: avanço por dente φ c [ ]: ângulo de penetração no corte a e [mm]: profundidade de corte radial O ângulo de penetração no corte (φ c ) é função da relação de sobreposição da profundidade de corte radial com o diâmetro da ferramenta de corte (a e /D) (Figura 2.6). Este ângulo é determinado por (KÖLLING, 1986; BERYLLIUM; SAUERSTOFF, 1930, ISAKOV, 1996): φ c = arccos (1 2 a e /D) (9)

31 17 FIGURA 2.6 DETERMINAÇÃO DO ÂNGULO DE PENETRAÇÃO DE CORTE (ΦC) (KÖLLING, 1986). Na equação (9), considera-se que cada gume se movimenta sobre uma trajetória circular e que o movimento de translação de avanço ocorre fora da região de contato material/ferramenta. A descrição exata da cinemática do processo forma um ciclóide, que é resultante da sobreposição dos movimentos referidos (STEMMER, 1995; KÖLLING, 1986). O comprimento de corte circular (l cp ) corresponde à projeção dos gumes atuantes sobre a área da ferramenta (Figura 2.6). Neste caso, o comprimento que cada ponto do gume realiza numa rotação da ferramenta. Esse comprimento é determinado pela seguinte equação (KÖLLING, 1986): l cp = (π.d/360 ).arccos(1-(2a e /D)) (10) Pode-se calcular o comprimento do gume atuante (l sp ) para fresas de topo reto pela seguinte equação (KÖLLING, 1986): l sp (λ= 0 ) = a p. l cp /U t (11) U t = π D /z (12) Com o auxílio das equações (7) a (12), a potência de corte (P c ) será calculada para fresas com dentes retos (equação (1)). No entanto, para fresas com dentes helicoidais (λ>0 ) são necessárias outras relações geométricas (GOMES, 2001).

32 18 As variações do grau de sobreposição dos gumes (Figura 2.7) são dependentes da profundidade de corte axial (a p ), da divisão periférica do gume (U t ) e do ângulo de hélice (λ) (KÖLLING, 1986; KRONENBERG, 1963). FIGURA 2.7 VARIAÇÕES DO GRAU DE SOBREPOSIÇÃO DO GUME (KÖLLING, 1986; KRONENBERG, 1963). O grau de sobreposição dos gumes ocorre quando o comprimento do gume projetado sobre o topo da fresa (l sp ) for maior que a divisão periférica (U t ). Em caso negativo, a recíproca também é verdadeira. O fresamento uniforme é uma exceção, na qual o comprimento do gume (l sp ), projetado sobre o topo da fresa, é igual à divisão periférica (U t ) (KÖLLING, 1986): É estimado que, para cada acréscimo do ângulo de hélice (λ), a força de corte (F c ) e a força de avanço (F f ) aumente cerca de 1,5% e a força passiva (F p ) aumente cerca de 10% (KÖNIG; WITTE, 1982). O oposto também vale para este caso. Quando são utilizadas ferramentas com diâmetro e número de dentes diferentes, os valores de l sp são alterados e, conseqüentemente, a força de usinagem (F) também é alterada (KÖLLING, 1986; DAUM, 1984).

33 19 No fresamento de desbaste em 3 eixos, as fresas de topo toroidal são uma alternativa para os casos em que a ponta da ferramenta não deva manter-se em contato no corte, para a fabricação de cantos de raios menores, com necessidade de estabilidade da haste da ferramenta e para a usinagem de geometrias e materiais que provocam uma alta solicitação da quina da ferramenta. A seguir, são demonstradas as principais características geométricas de contato do topo da ferramenta de corte toroidal (Figura 2.8): FIGURA 2.8 CONSIDERAÇÕES DE CONTATO EM 2 ½ EIXOS, COM UMA FRESA DE TOPO TOROIDAL (ZANDER, 1995). Na entrada e saída da ferramenta para corte concordante (ϕ e e ϕ a ), o ângulo de ataque (κ) é determinado por (ZANDER, 1995): κ = arccos[1 (a p /r p )] (13) onde, r p [mm]: raio da pastilha (equivalente ao raio de quina) O raio efetivo da ferramenta (r plan ) de corte é determinado por:

34 20 r plan = 0,5. D - r p (14) Desse modo, o raio efetivo para o cálculo da velocidade de corte (r ef ) é determinado por (ZANDER, 1995). r ef = r plan + r p. senκ (15) Assim, a velocidade de corte efetiva é calculada por (ZANDER, 1995): v cef = n.π. 2. r ef. 1/1000 (16) O ângulo de penetração no corte (ϕ c ) é determinado por (ZANDER, 1995): φ c = arccos [1 2. ae/(d. senκ)] (17) Nesse caso, a espessura média de usinagem (h m ) é uma função determinada pela seguinte aproximação (ZANDER, 1995): h m = 360º. h mfz. a e /(2. π. r ef. φ c ) (18) onde h mfz, é a espessura média de usinagem corrigida na direção do avanço (ZANDER, 1995): h mfz = f z. a p. 180º/(κ. π. r p ) (19) A largura média de usinagem pode ser calculada como (ZANDER, 1995): b m = 2. κ. π. r p /360º. cosλ (20) Uma vez determinadas as características de contato do topo de uma ferramenta de corte com o material da peça, o usuário pode estabelecer um prognóstico do comportamento de uma determinada condição de corte. No processo de desbaste, essas considerações são de devida importância para estimar a potência de usinagem consumida e, conseqüentemente, para determinar, ou adequar, a máquina-ferramenta para uma operação (GOMES, 2001) Estimativa da produtividade A taxa de remoção de material ou taxa de usinagem (Q) mede a produtividade em termos da quantidade de material removido pela máquina-ferramenta em período específico de tempo ou volume específico de material removido.

35 21 Para diminuir os tempos de usinagem no desbaste, deve-se aumentar a taxa de usinagem (Q). Isso pode ser alcançado por meio do aumento da profundidade de corte axial (a p ), da profundidade de corte radial (a e ) e da velocidade de avanço (v f ), que, por sua vez, é dependente do avanço por dentes (f z ), da velocidade de corte (v c ) e da rotação (n). A relação entre a taxa de usinagem (Q) e os demais parâmetros de corte é determinada por: Q = a e. a p. v f /1000 (21) sendo que, v f = n. f z. z (22) Os limites de máquina ou o tipo de aplicação são fatores de restrição para o aumento da taxa de usinagem (KÖLLING, 1986). Pela equação de Kienzle, com o aumento do avanço por dente (f z ), a força de corte (F c ) aumenta exponencialmente. Todavia, com o aumento da profundidade de corte axial (a p ), a força de corte (F c ) aumenta linearmente Preservação da ferramenta de corte A velocidade de corte (v c ) é o parâmetro de corte que mais influencia a vida de uma ferramenta de corte, devido às características de atrito entre ferramenta e peça (BIEKER, 1991; KÖNIG; WEINGAERTNER, 1996; STEMMER, 1995). Taylor demonstrou que a relação entre a vida da ferramenta (T v ) e a velocidade de corte pode ser aproximadamente expressa pela seguinte equação (ALTAN; LILLY; KRUTH; KÖNIG; TÖNSHOFF, 1993; BIEKER, 1991; ZANDER, 1995): v c. (T V ) n = C t (23) onde, T V : tempo de vida da ferramenta [min].

36 22 C t : constante cujo valor depende, principalmente, do material da peça, do material da ferramenta, das dimensões do corte e do fluido de corte. Seu valor é numericamente igual a velocidade de corte que dá a ferramenta a vida de 1 minuto (KÖLLING, 1986). n: expoente cujo valor depende, principalmente, da máquina-ferramenta, ferramenta e processo. Com aumento do avanço por dente (f z ), a ferramenta percorre um caminho de usinagem menor e, conseqüentemente, atrita menos com o material da peça. Todavia, com o aumento da espessura de usinagem (h m ), a partir de um certo valor, determinado pela perda de resistência e conseqüente lascamento do gume, a vida da ferramenta diminui. Desse modo, para uma mesma taxa de usinagem (Q), Gomes (2001) recomenda menores velocidades de corte e maiores avanços por dente. O contato inicial gume/peça é considerado desfavorável, dependendo da região em que se estabelece a primeira penetração de corte. No desbaste, a profundidade de corte axial (a p ) depende do material usinado e do tipo de ferramenta de topo. Para fresas de topo reto, a zona de desgaste da ferramenta é caracterizada ao longo da quina da ferramenta. Para fresas helicoidais de topo reto, são recomendadas profundidades de corte axiais (a p ) que permitam a sobreposição dos gumes, pois aumenta-se a estabilidade do corte (KÖLLING, 1986). Ao longo do gume de uma fresa de topo esférico ou toroidal, as condições de usinagem estão em constante modificação, pois tanto a velocidade de corte (v c ) quanto o ângulo de ataque (κ) variam com a profundidade de corte. 2.2 Etapas do fresamento de superfícies complexas A descrição geométrica ou de forma da superfície é a essência do projeto por razões funcionais e estéticas. Apesar de as superfícies analíticas (superfícies quadráticas e

37 23 superfícies criadas por faces adjacentes entre suas linhas curvas ou pela combinação de segmentos de reta) serem importantes para a fabricação, elas não são suficientemente flexíveis para muitas aplicações. As superfícies complexas acrescentam flexibilidade por meio do uso de polinômios de alto grau para descrever a ligação entre segmentos de curvas e da combinação de funções internas (ROGERS; ADAMS, 1990). Uma vez conhecidos os requisitos e restrições de material e geometria de corte para os movimentos de uma fresa no plano de corte, pode-se planejar a fabricação da superfície complexa, segundo critérios pré-definidos. O processamento de fresamento é subdividido em desbaste, semi-acabamento e acabamento. O processo de desbaste objetiva primeiramente uma grande retirada de material, aproximando o perfil nominal da peça de uma maneira grosseira, dentro de um menor tempo possível. O desbaste de uma superfície complexa se processa baseado na descrição geométrica da peça e do bloco (KÖNIG, W; KLOCKE; KÖNIG, M, 1995). A usinagem com contato contínuo da fresa em corte concordante (GUNTERMANN, 1999) e com um mínimo de variação de direção da linha de fresamento são algumas das características principais para o desbaste. Convencionalmente, o desbaste é realizado em 2 ½ eixos, com estratégia em espiral (SANDVIK, 1999). Uma das situações críticas para o processo de desbaste é a forma de entrada no plano de corte. Para a usinagem de cantos de superfícies externas, a ferramenta de corte deve executar uma trajetória em curva conforme mostrado na Figura 2.9 (BIEKER, 1991). v f α r v f Mergulho da ferramenta de corte Entrada em curva FIGURA 2.9 OTIMIZAÇÃO DA ESTRATÉGIA DE DESBASTE (BIEKER, 1991).

38 24 Para o início do desbaste de cavidades fechadas, a ferramenta deve mergulhar no material da peça até a profundidade de corte desejada. Pode-se realizar esse mergulho com a fresa executando o movimento similar de furação feito por uma broca ou mergulhando em rampa com um determinado ângulo (α r ). Quanto maior for a dureza do material, menores devem ser o avanço por dente da fresa (f z ) e o ângulo de rampa (α r ), minimizando a força de usinagem (BIEKER, 1991; CAMACHO, 1991). O processo de acabamento tem como objetivo a aproximação precisa da geometria nominal, dentro das tolerâncias de forma e de rugosidade estipuladas. A estratégia de usinagem é dependente da topografia da superfície desejada. Muitas vezes, torna-se necessária a definição de uma operação intermediária de pré-acabamento para uniformização da sobremedida de usinagem. Superfícies convexas com rampas extremamente inclinadas (maiores que 75 ) são usinadas em linhas, mantendo Z constante (em 2 ½ eixos). Desta maneira, são evitadas mudanças abruptas de direção de corte e a ferramenta é sempre mantida em contato constante com a peça (KÖNIG; KLOCKE; KÖNIG, 1995). Superfícies planas são melhores usinadas no modo espiral, pois também é mantido o contato constante da ferramenta (ENSELMANN, 1999). O acabamento de superfícies complexas com máquinas-ferramenta de 3 eixos é convencionalmente realizado com fresas de topo esférico por assegurar maior adequação à flexibilidade no contorno de superfícies complexas (GOMES, 2001; LEE et al., 2006). Esta flexibilidade ocorre em virtude da usinagem ser realizada por meio de um único ponto da ferramenta, gerando uma usinagem final por linhas. Com isso, a qualidade superficial está relacionada diretamente com o intervalo entre estas linhas, conforme pode ser observado na Figura 2.10 (GOMES, 2002 apud HELLENO, 2004; CHOI; BANERJEE, 2006).

39 25 Uma superfície deve ser acabada com a maior ferramenta possível para a determinada geometria da peça e ferramentas de diâmetro menor são utilizadas para detalhes específicos (ENSELMANN, 1999; CHOI; BANERJEE, 2006). FIGURA 2.10 CARACTERÍSTICAS DA FRESA DE TOPO ESFÉRICA (GOMES, 2002 APUD HELLENO, 2004). No fresamento em 3 eixos com ferramentas cilíndricas de topo esférico, várias partes do gume estão em contato com a peça, dependendo da inclinação do contorno. No centro da ferramenta, a velocidade de corte é nula, resultando num péssimo acabamento da peça (KÖNIG, W. et al., 1995; SCHULZ, 1996; LEE, et al., 2006). A inclinação da haste da ferramenta, em relação ao eixo perpendicular à superfície da peça, determina a efetividade do corte com ferramentas de topo esférico. Quando o centro da ferramenta está em contato no corte, devido à alta força passiva e à pequena área de saída do cavaco na ponta da ferramenta, são máximas as cargas e a vibração sobre o gume (SCHULZ, 1996). A ferramenta pode ser inclinada com dois ângulos constantes do seu eixo em relação ao vetor normal local da superfície a ser usinada. Esses dois ângulos podem ser definidos pelo programador, o ângulo de avanço β, na direção de avanço, e ângulo de ataque α, transversal a essa direção. A Figura 2.11 mostra as inclinações que podem ser programadas (SOUZA G., 2006).

40 26 A programação desses ângulos possibilita eficiência comprovada com relação à usinagem 3-eixos de superfícies complexas (LEE; CHA; JUN, 2003; GRAY et al., 2001). Quanto menores forem os ângulos, maior o risco de interferência de corte, mas em contrapartida, quanto maiores forem estes, maiores cristas serão geradas, aumentando a necessidade de passes adicionais (ALTMÜLLER, 2001; GRAY et al., 2001). FIGURA 2.11 DIFERENTES AJUSTES DE ÂNGULOS DE INCLINAÇÃO PARA FRESAS DE TOPO ESFÉRICO (SOUZA G., 2006). Com a aplicação de altas velocidades de corte (HSC) é possível, em virtude da diminuição da altura das cristas, aumentar o número de linhas de corte numa superfície sem prejudicar as taxas de remoção de material. Isso ocorre porque a velocidade de avanço (v f ) cresce proporcionalmente com o aumento da velocidade de corte (v c ). Desse modo, são aplicadas pequenas profundidades de corte radiais (a e ) e axiais (a p ) o que contribui para a redução da altura e da densidade das cristas, melhorando a qualidade da superfície e reduzindo os tempos de usinagem (ALTMÜLLER, 2001; GRAY, P. et al, 2001; UN; CHA; LEE, 2003; SCHULTZ, 1997; ROTH, D. et al., 2001).