Dênison Baldo. ESTUDO DO MICROFRESAMENTO DA LIGA DE TITÂNIO Ti 6Al 4V UTILIZANDO ANÁLISE DE SINAIS DE FORÇA E EMISSÃO ACÚSTICA

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1 PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA - PPMEC Dênison Baldo ESTUDO DO MICROFRESAMENTO DA LIGA DE TITÂNIO Ti 6Al 4V UTILIZANDO ANÁLISE DE SINAIS DE FORÇA E EMISSÃO ACÚSTICA São João del-rei, agosto de 2013

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3 Dênison Baldo ESTUDO DO MICROFRESAMENTO DA LIGA DE TITÂNIO Ti 6Al 4V UTILIZANDO ANÁLISE DE SINAIS DE FORÇA E EMISSÃO ACÚSTICA Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado da Universidade Federal de São João del-rei, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. Área de Concentração: Materiais e Processos de Fabricação. Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão. São João del-rei, agosto de 2013 i

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5 PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA Dissertação de Mestrado ESTUDO DO MICROFRESAMENTO DA LIGA DE TITÂNIO Ti 6Al 4V UTILIZANDO ANÁLISE DE SINAIS DE FORÇA E EMISSÃO ACÚSTICA Autor: Dênison Baldo Orientador: Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação: São João del-rei, 23 de agosto de iii

6 Dedico este trabalho à minha família e aos meus amigos, que me incentivaram e apoiaram ao longo de mais essa jornada. iv

7 AGRADECIMENTOS desafios. A Deus por me dar força, paciência e determinação necessárias para superar os A minha família por sempre ter incentivado meus estudos. Aos amigos do Instituto Federal do Sudeste de Minas Gerais Campus Juiz de Fora, pelo apoio e incentivo. A todos os alunos que tive o prazer de lecionar e compartilhar conhecimentos. A todos os professores e técnicos do Departamento de Mecânica e do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João del- Rei. Ao meu orientador, Lincoln Cardoso Brandão, um grande amigo que, desde que nos conhecemos, sempre me incentivou a enfrentar este desafio. Ao Sérgio Luiz Moni Ribeiro Filho, dono de uma mente brilhante, que tive a oportunidade de conhecer em função deste trabalho. A Fundação de Amparo à Pesquisa de Minas Gerais FAPEMIG pelo apoio financeiro no projeto de pesquisa APQ Ao Sr. Aldoci Santos da empresa Sandvik Coromant pelo fornecimento das ferramentas. Ao Eng. Diego Tubertini Maciel da empresa Maciel&Maciel, pelo fornecimento do material. A todos que de alguma forma me auxiliaram e incentivaram ao longo desta empreitada e que por ventura eu tenha esquecido de agradecer. v

8 O lápis e a borracha são mais úteis ao pensamento do que batalhões de assistentes. Theodor Adorno vi

9 RESUMO BALDO, D. Estudo do microfresamento da liga de Titânio Ti 6Al 4V utilizando análise de sinais de Força e Emissão Acústica. Dissertação (Mestrado) Universidade Federal de São João del-rei, São João del-rei, Os avanços das técnicas de produção do setor metal mecânica possibilitaram a fabricação de microcomponentes com detalhes ou tamanhos inferiores à 1 mm. Devido às aplicações dos microcomponentes nas áreas médica, odontológica, automotiva e aeroespacial, geralmente os microcomponentes são usinados em materiais com características especiais, tais como as ligas de Titânio. O microfresamento é um dos principais métodos de fabricação de microcomponentes devido sua capacidade de reproduzir geometrias complexas. No entanto, muitos conceitos consagrados no fresamento em escala convencional não podem ser aplicados na microescala, pois alguns fatores, totalmente irrelevantes na macroescala, podem ter grandes influencias na microfabricação. Deste modo, estudos sobre o microfresamento podem identificar as similaridades e as diferenças entre duas escalas de usinagem. Com esse intuito, este trabalho faz um estudo do microfresamento da liga de Titânio Ti-6Al-4V, buscando avaliar o efeito dos parâmetros de usinagem nas variáveis de resposta. Para isso, foram realizados experimentos de microfresamento em corpos de prova de liga de Titânio com microfresas de 0,5mm de diâmetro novas e desgastadas, variando os valores de avanço, profundidade de corte e velocidade de corte. Durante os experimentos, foram coletados os sinais de forças, e também sinais de emissão acústica provenientes do processo de microfresamento. Além disso, os corpos de prova foram levados ao microscópio para avaliação das rebarbas geradas, e a rugosidade dos canais usinados foi avaliada através de um rugosímetro portátil. Os resultados demonstraram uma forte influência do desgaste da microfresa nos sinais de forças e emissão acústica, apresentando resultados satisfatórios na identificação de desgaste da ferramenta. Maiores valores de avanço provocaram maiores valores de rugosidade e de forças. Aumentando as velocidades de corte superfícies com menores rugosidades foram geradas. Palavras-chave: Microfresamento, Ligas de Titânio, Forças de usinagem, Emissão acústica. vii

10 ABSTRAT Baldo, D. Study of micro milling of Ti-6Al-4V titanium alloy using signal analysis of force and acoustic emission. M.Sc. Thesis (Thesis) Federal University of São João del-rei, São João del-rei, The advance of production techniques in the metal working sector provided a manufacturing of micro components with details or sizes lesser than 1 mm. Due to the applications of micro components in the medical, dental, automotive, and aerospace, usually the micro components are machined in materials with special characteristics, such as titanium alloys. The micro milling is a major manufacturing process in the production of micro components because of its ability to reproduce complex geometries. However, many of the concepts in traditional milling scale cannot be applied in micro scale, because some factors, totally irrelevant to the macro scale, can have great influences on micro manufacturing. Based on this, studies on the micro milling can identify the similarities and differences between the two scales machining. Thus, in this paper was carried out a study of micro milling of Ti-6Al-4V titanium alloy, aiming to evaluate the effect of machining parameters on the responses. Taking this into account, experimental tests of micro milling were carried out in work pieces of Ti-6Al-4V titanium alloy with micro cutter of diameter of 0.5 mm. The input parameters were the feed rate, depth of cut, and tool s condition. The force and acoustic emission signals were measured using a dynamometer and an acoustic emission sensor model DM-42. Moreover, the burr formation and surface roughness were evaluated using a portable surf tester and an optical microscope, respectively. The results showed a strong influence of the tool s wear on acoustic emission signals. Therefore, the values of acoustic emission demonstrated considerable efficiency in the tool s wear monitoring. In addition, great feed rates provided the highest surface roughness values. On the other hand, the increase of cutting speed generated the lowest surface roughness values. Key-words: Micro milling, Titanium alloy, Machining forces, Acoustic emission. viii

11 LISTA DE FIGURAS Figura 2.1 Classificação dos processos de fabricação Figura Processo de torneamento (à esquerda) e fresamento (à direita) Figura 2.3 Fatores influentes na forma do cavaco Figura 2.4 Etapas da formação do cavaco Figura 2.5 Região de contato peça-ferramenta e seus principais parâmetros Figura 2.6 Exemplo de peça fabricada através da usinagem de fresamento Figura 2.7 Exemplo de fresa multicortante Figura 2.8 Fresa de disco Figura 2.9 Tipos de fresamento com fresas de topo Figura 2.10 Configurações diversas de fresas de topo Figura 2.11 Fresamento (a) tangencial e (b) frontal Figura 2.12 Fresamento concordante Figura 2.13 Fresamento discordante Figura 2.14 Fresamento simétrico Figura 2.15 Velocidades de corte, avanço e efetiva Figura 2.16 Representação do avanço por dente (f z ) Figura 2.17 Profundidade de corte (a p ) e espessura de corte (a e ) Figura 2.18 Desgaste de flanco Figura 2.19 Desgaste de entalhe Figura 2.20 Desgaste de cratera Figura 2.21 Deformação plástica da aresta de corte Figura 2.22 Curva de desgaste em função do tempo de usinagem, para diferentes velocidades de corte Figura 2.23 Curva logarítmica da vida ferramenta em função da velocidade de corte. 19 Figura 2.24 Desgastes de uma ferramenta de corte em metal duro Figura 2.25 Principais componentes da força de usinagem (F u ) Figura 2.26 Influencia da geometria da ferramenta na distribuição das forças de corte radiais e axiais Figura 2.27 Fatores que influenciam nas forças de corte Figura 2.28 Exemplos de sensores disponíveis para processo de usinagem Figura 2.29 Exemplo de discrepância entre as forças de corte e a corrente no eixo y.26 Figura 2.30 Comparação entre as performances dos métodos de dinamômetro, filtro e sistema de RNA Figura 2.31 Empilhamento dos discos orientados para medir forças F x, F y, F z e torque M z Figura 2.32 Protótipo do novo modelo de dinamômetro proposto por Totis et al Figura 2.33 Zona de aplicação dos sinais de EA Figura 2.34 Relação sinal/ruído do sensor de EA versus sensores de força e vibração em diversas de cavaco não cortado Figura 2.35 Zonas de deformação Figura Pino utilizado em implantes odontológicos Figura 2.37 Evolução da precisão na usinagem Figura 2.38 Micromotores criados através da microusinagem Figura 2.39 Exemplos de micro engrenagens ix

12 Figura 2.40 Classificação geral dos micros processos de fabricação Figura Microfresa com 152µm de diâmetro e 1,34µm de raio de ponta Figura 2.42 Macrousinagem e o raio da aresta de corte Figura 2.43 Influencia do raio de aresta de corte no microfresamento (h < h mín ) Figura Influencia do raio de aresta de corte no microfresamento (h =h mín ) Figura Influencia do raio de aresta de corte no microfresamento (h > h mín ) Figura 2.46 Resquício de material após passagem da aresta de corte na condição de h mín <h Figura 2.47 Relação entre a energia específica de corte e a relação h/re Figura 2.48 Sinais de força de avanço durante microfresamento de cobre Figura 2.49 Relação entre tamanho de grão e espessura do cavaco para usinagem em escala (a) macro e (b) micro Figura 2.50 Microestrutura dos materiais no estado (a) normalizado e (b) refinado Figura 2.51 Diferenças entre uma fresa convencional com 6mm de diâmetro e uma microfresa com 0,2mm de diâmetro Figura 2.52 Microfresa com 22μm de diâmetro Figura 2.53 Parâmetro de rugosidade Ra Figura 2.54 Parâmetro de rugosidade Rz Figura 2.55 Faixas de rugosidades em função do processo utilizado Figura 2.56 Influencia do avanço por dente na rugosidade Figura Influencia do avanço por dente na rugosidade Figura Relação entre a rugosidade média (Ra) e a relação h/re Figura 2.59 Efeito do desalinhamento da ferramenta na qualidade dimensional da peça Figura 2.60 Aspecto superficial da influência do avanço por dente na vibração. (a) fz = 4,8 μm/volta, (b) fz = 6,4 μm/volta, (c) fz = 8,0 μm/volta, vc = 18,2 m/s e ap = 80 μm Figura 2.61 Defeitos superficiais influenciados pela microestrutura do material Figura 2.62 Tipos de rebarbas no fresamento Figura 2.63 Classificação das rebarbas no fresamento Figura 2.64 Evolução das rebarbas em função do desgaste da ferramenta Figura 2.65 Influencia da ordem de saída da ferramenta sobre a formação da rebarba Figura 2.66 Influencia da relação h/re na altura das rebarbas Figura 2.67 Avião Black Bird, cuja fabricação só foi possível devido a utilização de titânio Figura 3.1 Dimensões da microfresa utilizada no experimento Figura 3.2 Montagem experimental do dinamômetro Figura 3.3 Esquema da montagem experimental do sensor de EA Figura 3.4 Dispositivo para fixação do corpo de prova e do sensor de EA Figura 3.5 Microscópio utilizado durante analise das rebarbas Figura 3.6 Variáveis de saída Figura 3.7 Microfresa (a) nova e (b) desgastada...67 Figura 3.8 Montagem do dispositivo de fixação e do dinamômetro Figura 3.9 Referenciamento das ferramentas Figura 3.10 Pré-usinagem do corpo de prova Figura 3.11 Processo de microfresamento x

13 Figura 3.12 Dimensões dos corpos de prova, sequência de usinagem e sentido de avanço Figura 3.13 Seleção da faixa para filtragem do sinal de força Figura 3.14 Seleção da faixa para filtragem do sinal de EA Figura 3.15 Procedimento de análise das rebarbas Figura 3.16 Exemplos de rebarbas de entrada e de saída de um mesmo entalhe Figura 3.17 Medição da rugosidade Figura 4.1 Efeito principal do avanço sobre as rugosidades Ra e Rz Figura 4.2 Valores das rugosidades Ra e Rz em função do efeito do avanço Figura 4.3 Efeito da condição da ferramenta sobre as rugosidades Ra e Rz Figura 4.4 Valores das rugosidades Ra e Rz em função da condição da ferramenta.. 76 Figura 4.5 Interação entre os parâmetros de a p e condição da ferramenta Figura 4.6 Interação entre os parâmetros de v c e condição da ferramenta Figura 4.7 Peça usinada com ferramenta (a) nova e (b) desgastada Figura 4.8 Efeito do desgaste da ferramenta na tolerância geométrica Figura 4.9 Variação das rebarbas de topo em função do desgaste das ferramentas.. 79 Figura 4.10 Variação das rebarbas de saída em função do desgaste das ferramentas Figura 4.11 Perfis das rebarbas de topo na entrada e saída da peça com uma ferramenta nova Figura 4.12 Perfis das rebarbas de topo na entrada e saída da peça com uma ferramenta desgastada Figura 4.13 Exemplo de sinais de forças obtidos nos experimentos Figura 4.14 Sinais de F x com identificação das arestas de corte e do intervalo de rotação Figura 4.15 Exemplo de gráfico de força Fx para uma fresa já desgastada Figura 4.16 Intervalo entre os picos de F x e F y para uma mesma aresta de corte Figura 4.17 Posição da aresta de corte no momento do pico de força (a) F x e (b) F y.. 84 Figura 4.18 Representação do comportamento oscilatório dos sinais de força F y com avanço de 0,001mm/rot Figura 4.19 Representação do comportamento oscilatório dos sinais de força F y com avanço de 0,005mm/rot Figura 4.20 Efeito do avanço sobre as forças F x e F y Figura 4.21 Efeito do desgaste da ferramenta sobre as forças F x e F y Figura 4.22 Efeito do desgaste da ferramenta sobre a força F z Figura 4.23 Força de reação em uma aresta nova Figura 4.24 Exemplo do efeito da condição da ferramenta nas forças de usinagem Figura 4.25 Comparativo entre os sinais de força para microfresas; (A) nova e (B) desgastada Figura 4.26 Evolução da força tangencial em função das rugosidades Ra e Rz Figura 4.27 Gráfico de sinais de EA pós filtragem Figura 4.28 Queda gradual dos sinais de EA em função do caminho dos sinais até o sensor Figura 4.29 Picos de EA característicos das arestas de corte da microfresa xi

14 Figura 4.30 Alteração nos sinais de EA [RMS] em função da evolução do desgaste da ferramenta Figura 4.31 Efeito da condição da ferramenta sobre os sinais de EA Figura 4.32 Variação dos sinais de EA em função das velocidades de corte Figura 4.33 Efeito da velocidade de corte sobre os sinais de EA Figura 4.34 Efeito do avanço sobre os sinais de EA Figura 4.35 Gráfico de EA [RMS] versus Frequência [Hz] para avanço de 0,001mm/rot e microfresa (a) nova e (b) desgastada Figura 4.36 Gráfico de EA [RMS] versus Frequência [Hz] para avanço de 0,005mm/rot e microfresa (a) nova e (b) desgastada xii

15 LISTA DE TABELAS Tabela 2.1 Comparação entre os diferentes processos de micro fabricação Tabela 2.2 Comparação dos valores da relação h mín /R e entre diferentes estudos Tabela 2.3 Comparação entre as propriedades do Titânio com outros materiais Tabela 3.1 Planejamento experimental com as variáveis de entrada Tabela 3.2 Valores dos parâmetros de corte utilizados no experimento Tabela 4.1 Análise de Variância para Rugosidade Ra Tabela 4.2 Análise de Variância para Rugosidade Rz Tabela 4.3 Análise de Variância para F x Tabela 4.4 Análise de Variância para F y Tabela 4.5 Análise de Variância para F z Tabela 4.6 Análise de Variância para sinais de EA xiii

16 LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS µm Micrometro a e ANOVA a p b CAD CAE CAM CIM CNC D EA f F ap F c F f FIB F P F R F t F u F x F y f z F z GPa h h` h c h mín. H z K F Kg/m 3 khz Km/h K T kw Espessura de corte Análise de variância Profundidade de corte Largura de corte Desenho Auxiliado por Computador Engenharia Assistida por Computador Manufatura Assistida pelo Computador Manufatura Integrada por Computador Comando de Controle Numérico Diâmetro da fresa Emissão Acústica Avanço Força de apoio Força de corte Força de avanço Focused Ion Bean Força passiva Força resultante Força tangencial Força de usinagem Força ao longo do eixo x do dinamômetro Força ao longo do eixo y do dinamômetro Avanço por dente Força ao longo do eixo z do dinamômetro Giga Pascal Espessura do cavaco indeformado ou espessura de corte Espessura do cavaco Espessura mínima do cavaco Espessura mínima de corte Hertz Distância Frontal entre a cratera e o flanco Quilograma por metro cúbico Quilo Hertz Quilometro por hora Profundidade da cratera Quilowatt xiv

17 m/min mm mm/rot MPa M z n nm P R a R e RMS RNA rpm R z SOM TCM Ti Ti 6Al 4V TIG TM TRM u V B V Bmáx. V c V e V f z Metro por minuto Milímetro Milímetro por rotação Mega Pascal Momento no eixo z do dinamômetro Rotação da fresa Nanômetro Potência Rugosidade Média na escala a Raio da aresta de corte Root mean square Redes Neurais Artificiais Rotação Por Minuto Rugosidade Média na escala z Self-organization feature map Tool Condition Monitoring Titânio Liga de titânio hexa alumina tetra vanádio Tungsten Inert Gas Traditional mark Taxa de Remoção de Material Energia específica de corte Desgaste de Flanco Desgaste de Flanco Máximo Velocidade de corte Velocidade efetiva de corte Velocidade de avanço Número de dentes da fresa xv

18 LISTA DE SÍMBOLOS α β γ π Ângulo de folga Ângulo de cunha Ângulo de saída Constante pi xvi

19 SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Usinagem Formação do cavaco Fresamento Parâmetros de corte no fresamento Avarias, desgastes e vida da ferramenta Forças de corte Monitoramento dos processos de usinagem Corrente elétrica e potencia efetiva do motor Dinamômetro Emissão acústica (EA) Microusinagem Efeito de escala Raio da aresta de corte Energia específica de corte Microestrutura do material Máquinas e Ferramentas para microusinagem Acabamento superficial de microcomponentes Rugosidade Rebarbas Ligas de titânio MATERIAIS E MÉTODOS Materiais Planejamento experimental Parâmetros de fresamento Procedimento experimental ANÁLISE DOS RESULTADOS Análise da Rugosidade Análise das Rebarbas Análise das Forças de Usinagem Análise da Emissão Acústica CONCLUSÃO xvii

20 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS REFERÊNCIAS xviii

21 Capítulo 1 INTRODUÇÃO Grande parte dos países industrializados, incluindo os países emergentes como o Brasil, possuem suas economias baseadas em setores de produção. Um destes setores produtivos engloba os processos de fabricação metalmecânica como, usinagem, conformação, fundição, entre outros. Cada processo de fabricação possui vantagens e desvantagens, e sua aplicação ocorre em função do produto final que se deseja produzir; a conformação e a fundição, por exemplo, não são recomendadas para a produção de componentes que necessitem de um excelente acabamento superficial, a menos que este componente seja submetido a um pós-processamento através de usinagem para adquirir um acabamento satisfatório. Além disso, os processos de conformação e fundição são limitados em função das geometrias, pois nem sempre são capazes de criar peças com pequenos furos, tolerâncias geométricas e dimensionais estreitas, roscas, e outros detalhes. Por não apresentarem essas desvantagens os processos de fabricação por usinagem conquistaram um importante espaço nos setores de produção, sobretudo por permitirem a manufatura de componentes com elevada qualidade superficial, excelentes tolerância geométricas e dimensionais, além de apresentarem um menor custo em relação aos demais processos. O processo de usinagem está presente direta, ou indiretamente, em várias etapas da fabricação de um produto, desde o torneamento de um eixo de uma determinada máquina, passando pelo fresamento de uma matriz para estampo, até chegar ao processo de retificação de pontas de eletrodos para soldas TIG (Tungsten Inert Gas). Assim, nota-se a grande aplicação dos processos de usinagem nas mais diversas indústrias. Um grande salto tecnológico na usinagem ocorreu com início da utilização de máquinas com Comando Numérico Computadorizado (CNC), que com o auxílio de programas de Manufatura Assistida por Computador (CAM), permitiu a fabricação de peças com formatos complexos de maneira precisa e repetitiva, possibilitando e viabilizando a produção em série destes produtos. Os processos de manufatura vêm evoluindo a cada dia, possibilitando o surgimento de novas técnicas e novos produtos. Novas tecnologias como Manufatura Integrada por Computador (CIM), Desenho 1

22 Auxiliado por Computador (CAD), Engenharia Assistida por Computador (CAE), e robotização da manufatura, facilitaram o desenvolvimentos de produtos com as mais diferentes formas e dimensões. Simultaneamente à evolução das máquinas, ocorreu também uma evolução das ferramentas utilizadas em diversos processos de transformação metalmecânica, principalmente nos processos de usinagem. Atualmente, as ferramentas de usinagem são fabricadas por processos que envolvem alta tecnologia, tanto na técnica de fabricação quanto nos materiais empregados. Sobre os materiais pode-se dizer que muitos estudos já foram realizados, e muitos outros serão feitos, a fim de desenvolver, na maioria das vezes, materiais mais resistentes e mais leves, que possam ser aplicados em diversas áreas como automobilística, aeroespacial, etc. A evolução dos materiais proporciona um ganho na qualidade dos produtos, pois sendo mais resistentes, possibilitam a elaboração de projetos mais econômicos e funcionais; e também permitem o desenvolvimento de novas ferramentas mais resistentes e mais eficientes. O aumento da precisão das máquinas, novas tecnologias e técnicas de usinagem possibilitaram o início da fabricação de peças de tamanho reduzido, os chamados microcomponentes, com dimensões entre décimos e milésimos de milímetro. Após a bem sucedida aplicação dos microcomponentes na eletrônica, surgiu a miniaturização de componentes mecânicos, que vem passando por um grande crescimento em sua utilização, com aplicações nas mais diversas áreas, principalmente na aeronáutica, aeroespacial, telecomunicação, automobilística e médica. Para esta última área, sobretudo para os seguimentos de odontologia e ortopedia, que são responsáveis por grande parte das vendas de máquinas-ferramentas para usinagem de microcomponentes no Brasil, as peças se caracterizam por serem feitas de materiais nobres de difícil usinabilidade e por apresentarem perfis cada vez mais complexos e precisos. O aprimoramento das técnicas de microusinagem é fundamental para que órgãos e membros artificiais, coração mecânico, por exemplo, possam se tornar mais viáveis e confiáveis, além de serem implantados mais facilmente. Ainda na área médica, a microusinagem abre as portas para a possibilidade de produção de estruturas de exames internos, com câmeras e mecanismos de movimentação interna do tamanho de um comprimido, ou até menores. 2

23 Mas para que os microcomponentes atendam as necessidades, muitas vezes são empregados materiais especiais, com características tais como elevada dureza, resistência à corrosão, etc. O titânio e suas ligas são amplamente utilizados na área médica por se destacar devido sua elevada resistência à corrosão, excelente resistência mecânica, baixa densidade e, principalmente, elevada biocompatibilidade. Porém, a usinagem do titânio é extremamente difícil devido a sua alta resistência ao desgaste além de ser extremamente reativo quimicamente com grande parte dos materiais utilizados nas ferramentas de corte. A baixa usinabilidade do titânio provoca um desgaste acelerado das ferramentas, e por este motivo, uma atenção especial deve ser dada para a seleção dos parâmetros de usinagem empregados. Várias pesquisas demonstram que o monitoramento de processos de microusinagem tem-se apresentado como uma excelente ferramenta para controle da qualidade dos componentes produzidos, ampliação do tempo de vida das ferramentas e otimização do processo. Existem diversas técnicas de monitoramento tais como, análise de vibração, monitoramento da temperatura de corte, potência consumida pela máquinaferramenta, análise de sinais de emissão acústica, forças de corte, entre outras, podendo ser utilizadas individualmente ou em combinação com outras técnicas, o que aumenta a precisão do monitoramento, uma vez que, uma técnica pode atender os pontos falhos da outra, e vice-versa. Na microusinagem mecânica, em função da escala em níveis micrométricos de detalhes, ou até mesmo do componente, o simples ato de remover a ferramenta para substituição ou avaliação das condições de desgaste da mesma, podem ocasionar defeitos associados à tolerância dimensional e também geométrica. Portanto, a utilização de técnicas de monitoramento é indispensável nesta escala de fabricação, permitindo que se possa ter controle das condições de usinagem. Além disso, o monitoramento do processo de microfresamento pode fornecer informações importantes que permitam a escolha dos melhores parâmetros de usinagem, tais como, velocidade e profundidade de corte, avanço, características da ferramenta, entre outros, que infelizmente, podem não ser os mesmos já utilizados com êxito na macro usinagem, em função do efeito de escala, que será detalhado no capítulo 2 deste trabalho. A microusinagem é uma técnica relativamente nova, e apesar do grande interesse mundial na fabricação de microcomponentes ainda existem lacunas sobre esse processo. Para minimizar estas lacunas, este trabalho faz uma análise das forças de corte e do acabamento superficial na usinagem da liga de Titânio Ti-6Al-4V, material 3

24 muito utilizado na fabricação de microcomponentes. O objetivo principal é buscar uma correlação entre as variáveis de saída com os parâmetros de entrada, principalmente a condição da ferramenta, se nova ou desgastada. Para isso, os corpos de prova foram usinados com uma microfresa de 0,5mm acoplada a um cabeçote de usinagem de alta rotação, atingindo até rpm. A intensidade das forças nos eixos x, y e z foram coletadas com o auxílio de um dinamômetro, e através de outro sensor os sinais de emissão acústica (EA) também foram registrados. A escolha da técnica de emissão acústica e não de um sensor de vibração se deve ao fato de que no microfresamento altas rotações devem ser aplicadas para que a ferramenta atinja as velocidades de corte adequadas, o que afeta negativamente os sinais de vibração do processo, mas que não interferem nos sinais de EA. O presente trabalho foi estruturado e formatado segundo as normas para apresentação de dissertações do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João del Rei (PPMEC-UFSJ). A composição do trabalho foi realizada em seis capítulos, buscando transmitir o conteúdo de forma clara, concisa e objetiva. Os capítulos foram ordenados em: Introdução, Revisão bibliográfica, Materiais e métodos, Análise dos resultados, Conclusão e Trabalhos futuros. No capítulo Revisão bibliográfica é apresentado ao leitor uma revisão sobre o desenvolvimento dos processos de usinagem até o surgimento de técnicas e tecnologias que possibilitaram a microusinagem, passando por desenvolvimento de materiais, máquinas e ferramentas. Ainda neste capítulo, são apresentados os principais métodos de monitoramento do processo, a importância do acabamento nos microcomponentes e as principais diferenças entre as usinagens micro e macro. O capítulo Materiais e métodos visa apresentar os materiais, máquinas e ferramentas, bem como a metodologia, aplicados neste trabalho, descrevendo todos os procedimentos experimentais. Uma discussão sobre os resultados obtidos durantes os experimentos é demonstrada no capítulo Análise de resultados. Já o capítulo Conclusão, apresenta as principais conclusões que se pode chegar através das análises dos resultados. Por fim, são apresentados no último capítulo sugestões de possíveis trabalhos futuros que foram vislumbrados ao longo deste trabalho. 4

25 Capítulo 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 Usinagem De acordo com a definição de Ferraresi (1990), entende-se por usinagem os processos de transformação que ao dar forma, ou dimensão, ou acabamento, ou ainda uma combinação qualquer desses três itens, provoca a remoção de uma porção de material, denominada cavaco, através do contado entre a peça e a ferramenta, sendo que a porção removida se caracteriza por não possuir uma geometria definida. Dentro da definição de usinagem, enquadram-se diversos processos de fabricação, que podem ser divididos em dois grandes grupos de usinagem, sendo eles usinagem convencional e não convencional. Figura 2.1 Classificação dos processos de fabricação. Os processos de usinagem classificados como convencionais são caracterizados pela capacidade de definição dos ângulos da ferramenta, fundamentais no desempenho do corte do material, e por consequencia, na formação do cavaco. Nesse grupo de usinagem, destacam-se os processos de torneamento, fresamento e furação. A usinagem através de métodos não convencionais geralmente utiliza energia química, térmica, mecânica ou a combinação de duas ou mais dessas fontes para 5

26 produzir a remoção de material. Entre os processos não convencionais, a eletroerosão é amplamente utilizada na indústria, principalmente de matrizaria. Independente da classificação, se convencional ou não, os processos de usinagem podem se diferenciar através dos movimentos relativos entre a peça e a ferramenta durante a usinagem. Por exemplo, na operação de torneamento, a peça possui o movimento de rotação em torno do eixo principal da máquina, e a ferramenta se desloca simultaneamente segundo uma trajetória coplanar ao referido eixo. Já na operação de fresamento, o movimento de rotação é realizado pela ferramenta, denominada fresa, e a peça se desloca sob dois eixos perpendiculares ao eixo de rotação da ferramenta, Figura 2.2. Figura Processo de torneamento (à esquerda) e fresamento (à direita). Fonte: SANDVIK (2012). Atualmente, as modernas máquinas de usinagem CNC, juntamente com o emprego de programas CAM, permitem que durante a usinagem tanto as ferramentas, quanto a peça, executem movimentos complexos em várias direções, além de rotações simultâneas em mais de 5 eixos. Os movimentos e as relações geométricas envolvidas nos processos de usinagem têm grande influencia nas forças de corte, conforme será discutido mais adiante. A escolha do processo de fabricação de uma determinada peça deve levar em consideração vários fatores, como a geometria e o material da peça, custo e tempo de fabricação, acabamento superficial desejado, entre outros. Na indústria metalmecânica o processo de usinagem conquistou um espaço de destaque por apresentar melhor acabamento, menor custo e maior exatidão, se comparado com os demais processos. 6

27 2.1.1 Formação do cavaco. Da definição da usinagem tem-se que, ao transformar a peça bruta, ocorre a remoção de uma porção de material, porção esta, denominada de cavaco. Logo, o cavaco é uma característica comum entre os diversos processos de usinagem, sendo mais visíveis nos processos mecânicos. Apesar disso, os cavacos podem apresentar grandes variações na geometria, dimensões, etc., em função do processo de usinagem utilizado. Por exemplo, os cavacos gerados em uma retificação apresentam diferentes formas dos cavacos oriundos do processo de torneamento. Além disso, diferentes condições de corte para um mesmo tipo de processo, podem gerar tipos de cavacos diferentes, a Figura 2.3 apresenta os principais fatores que influenciam o tipo de cavaco gerado. Figura 2.3 Fatores influentes na forma do cavaco. Segundo Machado et al. (2009) os cavacos podem ser classificados em: Contínuo: Geralmente aparecem na usinagem de materiais dúcteis. Descontínuo: São cavacos quebrados durante a usinagem de materiais frágeis. Segmentado: Geralmente ocorrem com mais frequência na usinagem de materiais com baixa condutividade térmica, como o titânio e suas ligas, e na presença do cisalhamento termoplástico catastrófico. 7

28 A formação do cavaco ocorre, basicamente, em três etapas, que serão descritas a seguir e visualizadas através da Figura 2.4, que demonstra a formação do cavaco dentro da região demarcada. Etapa 1: Ao entrar em contato com a peça, a ferramenta força uma penetração, fazendo com que uma pequena quantidade de material seja pressionada contra a superfície de saída da ferramenta. Inicialmente, o material pressionado sofre uma deformação elástica, e em seguida uma deformação plástica que aumenta gradativamente, até que as tensões de cisalhamento se tornem suficientes para iniciar um deslizamento entre a porção de material recalcada e a peça. Esse deslizamento provoca tensões de compressão/tração e de cisalhamento, acarretando em uma ruptura sequencial do material, que ainda permanecerá unido à peça. Esse processo se da em uma região denominada de zona primária de cisalhamento. Detalhes 1 e 2. Etapa 2: Continuando a penetração da ferramenta na peça, haverá uma ruptura parcial, ou completa, da porção do material na região de cisalhamento. A união entre a porção deformada de material e a peça, irá durar em função do material, geometria da ferramenta, entre outras variáveis do processo. Detalhes 3 e 4. Etapa 3: A porção deformada e cisalhada irá escorregar sobre a superfície de saída da ferramenta, devido ao movimento relativo entre a peça e a ferramenta. Como o processo é dinâmico, uma nova porção de material inicia os processos descritos nas etapas anteriores, e empurra a porção anterior, até que ocorra a separação total entre o cavaco e a peça. Detalhes 5 e 6. 8

29 Figura 2.4 Etapas da formação do cavaco. Os principais parâmetros relacionados ao cavaco estão representados na figura a seguir. Figura 2.5 Região de contato peça-ferramenta e seus principais parâmetros Fresamento Entre as inúmeras técnicas de usinagem, pode-se destacar a operação de fresamento, que possui como principal característica a possibilidade de obter como produto final uma superfície qualquer, Figura 2.6, isto se deve a liberdade de movimentação da peça e/ou ferramenta que a máquina de fresar, ou fresadora, permite. 9

30 Figura 2.6 Exemplo de peça fabricada através da usinagem de fresamento. A ferramenta utilizada no processo de fresamento recebe o nome de fresa e, geralmente, é do tipo multicortante, Figura 2.7, ou seja, apresenta duas ou mais arestas de corte, que são responsáveis pela remoção de cavaco, que ocorre devido à combinação dos movimentos de rotação da fresa com o deslocamento da mesa da máquina. Figura 2.7 Exemplo de fresa multicortante. A fresa pode apresentar dois formatos básicos, a fresa de topo, Figura 2.7, e a fresa de disco, Figura 2.8. Cada tipo, e suas variações, são empregados dependendo da necessidade de obtenção de determinados tipos de geometrias na peça, bem como, o tipo de máquina que será utilizado. Figura 2.8 Fresa de disco. 10

31 A fresa de topo encontra mais aplicação em função de sua capacidade de produção de ranhuras, cavidades, rasgos e gravações, operações comuns na indústria, principalmente de matrizaria. Figura 2.9 Tipos de fresamento com fresas de topo. Fonte: SANDVIK (2012). O campo de aplicação do fresamento com ferramentas de topo exige a produção de ranhuras profundas, por esse motivo, as fresas de topo, geralmente apresentam uma configuração mais esbelta, ou seja, possuem comprimento bem maior do que o diâmetro, sendo que atualmente, a relação comprimento versus diâmetro, pode chegar a valores superiores a 10. Isso só foi possível, graças ao desenvolvimento de novos materiais para ferramentas e máquinas mais rígidas e precisas. As fresas de topo podem apresentar várias configurações, com diferentes diâmetros, comprimentos e número de dentes, além de topo simples ou duplo, reto ou esférico, entre outras características variáveis que os fabricantes colocam à disposição. Figura 2.10 Configurações diversas de fresas de topo. Fonte: SANDVIK (2012). 11

32 Em função do deslocamento da peça em relação ao eixo de rotação da fresa, podem-se distinguir dois tipos básicos de fresamento: tangencial e frontal. O primeiro tipo de fresamento se caracteriza através do paralelismo entre o plano de deslocamento da peça e o eixo da ferramenta, Figura 2.11a. Já o tipo frontal se diferencia em função do perpendicularismo entre o eixo da ferramenta e o deslocamento da peça, Figura 2.11b. Durante o processo de fresamento de uma determinada peça, a ocorrência de um tipo de fresamento não exclui o outro, em muitos casos, principalmente de usinagem de superfícies complexas, os dois tipos podem ocorrer simultaneamente. (a) (b) Figura 2.11 Fresamento (a) tangencial e (b) frontal. De acordo como o modo que a ferramenta inicia a remoção de material da peça, pode-se subdividir a operação em fresamento concordante ou discordante. O fresamento concordante apresenta sentido de avanço da peça igual ao sentido de rotação da fresa, Figura Isto faz com que a aresta de corte entre em contato com a peça onde o cavaco possui maior espessura, e conforme a fresa gira, a espessura do cavaco diminui até atingir um valor nulo. Figura 2.12 Fresamento concordante. 12

33 Já no fresamento discordante, o movimento de avanço leva a peça contra o sentido de rotação da fresa, Figura 2.13, nesse caso, a ferramenta entra em contato com a peça provocando apenas o esmagamento do material, e gradativamente a espessura do cavaco aumenta permitindo a formação e recalque do cavaco. Figura 2.13 Fresamento discordante. No fresamento frontal, é comum realizar usinagens aproveitando todo o diâmetro da fresa, nesse caso, onde a espessura de corte é maior que o raio da ferramenta, ocorre simultaneamente o fresamento concordante e o discordante, Figura Figura 2.14 Fresamento simétrico Parâmetros de corte no fresamento Os principais parâmetros de corte nas operações de fresamento são: diâmetro da fresa (D), número de dentes (z), velocidade de corte (V c ), avanço por dente (f z ), profundidade de corte (a p ) e espessura de corte (a e ). 13

34 A Vc é a velocidade tangencial instantânea de uma aresta de corte sobre a peça, que juntamente com a velocidade de avanço (V f ), tem como resultante a velocidade efetiva de corte (V e ), Figura Figura 2.15 Velocidades de corte, avanço e efetiva. A velocidade de corte (V c ) deve ser escolhida em função do tipo de material a ser usinado, do processo de usinagem, tipo e material da fresa, e até mesmo se a usinagem será com a finalidade de desbaste ou de acabamento. A partir da velocidade de corte e do diâmetro da fresa, é definida a rotação (n) necessária que a máquina deve transmitir à fresa, este cálculo pode ser realizado facilmente através da equação 1. (1) Onde, n rotação [rpm]. V c velocidade de corte [m/min]. π constante pi = 3,1415. D diâmetro da fresa.(unidade) A velocidade de avanço (V f ) é a velocidade do deslocamento da peça em direção a fresa, geralmente é estabelecido em função do material fresado, do tipo da fresa e da profundidade de corte. O valor do avanço por dente é encontrado em tabelas, e tem influencia direta na espessura média do cavaco, já o avanço da mesa pode ser calculado através da equação 2. (2) 14

35 Onde, V f velocidade de avanço [m/min]. f z - avanço por dente [mm/dente]. z número de dentes. n rotação [rpm]. O avanço por dente por rotação da ferramenta é o percurso medido na direção do avanço da peça sobre a ferramenta, e corresponde à distância entre duas superfícies usinadas consecutivamente, Figura Figura 2.16 Representação do avanço por dente (f z ). A profundidade de corte (a p ) representa o quanto a ferramenta penetra na peça, essa quantificação e realizada através de uma cota perpendicular ao plano de trabalho, Figura A espessura de corte (a e ) representa a espessura de corte em cada revolução da fresa, ela é medida no plano de trabalho e perpendicularmente à direção de avanço, Figura Figura 2.17 Profundidade de corte (a p ) e espessura de corte (a e ). 15

36 2.1.4 Avarias, desgastes e vida da ferramenta O custo de produção de uma determinada peça, leva em consideração um fator fundamental, que se trata do tempo de usinagem, sendo que, quanto maior o tempo, maior será o custo. Logo, qualquer redução nesse tempo, sem que ocorra a perda de qualidade do produto será bem vista pela indústria. Por se tratar de uma operação cuja finalidade é a remoção de material, pode-se reduzir o tempo de usinagem aumentando a taxa de remoção, isto pode ser feito aumentando o avanço e, consequentemente a rotação e a velocidade de corte. Esse procedimento, por um lado, reduz o custo de usinagem, porém, pode provocar maiores perdas para o processo, pois grandes velocidades de corte aceleram o processo de desgaste da ferramenta (MACHADO et al, 2009), que por sua vez, aumentam os custos com a produção. Ao se desgastar durante o fresamento, a ferramenta altera sua geometria inicial devido à perda gradativa de material. A intensidade do desgaste é influenciada por vários fatores, entre eles, velocidade de corte, temperatura de usinagem, material usinado, material da fresa, a existência de revestimento ou não, etc. As avarias nas ferramentas ocorrem de maneira repentina, diferentemente dos desgastes, e são causadas pela quebra, lascamento ou trinca da aresta de corte. Os desgastes mais comuns são: frontal, de cratera e de entalhe. Já entre as avarias, as principais são: lascamento, trincas (mecânicas ou térmicas) e quebras. A seguir será realizada uma breve abordagem sobre cada um deles. Desgaste frontal: Também conhecido como desgaste de flanco, é o tipo mais comum, e ocorre na superfície de folga da ferramenta, Figura 2.18, provocado pelo contato peça-ferramenta. Por provocar alterações na aresta de corte, esse desgaste pode provocar queda da qualidade do acabamento superficial e, ainda, acarretar alterações na tolerância dimensional da peça. Geralmente, surge em função de velocidade de corte muito alta, ou muito baixa, aresta postiça de corte e baixa resistência ao desgaste da ferramenta. 16

37 Figura 2.18 Desgaste de flanco. Desgaste de entalhe: Ocorre sempre nos pontos de contato entre a ferramenta e as laterais do cavaco, Figura Ainda não se sabe exatamente como este tipo de desgaste surge na ferramenta. No entanto, vários pesquisadores indicam a velocidade de corte como um dos principais fatores para que esse tipo de desgaste ocorra. Pode provocar os mesmos inconvenientes do desgaste frontal. Figura 2.19 Desgaste de entalhe. Desgaste de cratera: É provocado pelo atrito entre o cavaco e a superfície de saída da ferramenta, e pode provocar a quebra da ferramenta, Figura A utilização de ferramentas de metal duro recobertas e/ou de cerâmica evita, ou pelo menos reduz, o surgimento desse tipo de desgaste. Figura 2.20 Desgaste de cratera. Lascamento: Ao contrário dos desgastes, que retiram gradualmente material da ferramenta, o lascamento remove partículas de uma só vez, criando uma superfície áspera e irregular. Dependendo da intensidade, pode provocar a quebra da ferramenta. Entre os motivos para seu surgimento estão os choques mecânicos e ferramentas produzidas em materiais frágeis. 17

38 Trincas: As trincas também são avarias que surgem inesperadamente na ferramenta, podem ter origem térmica e/ou mecânica, devido à variação excessiva de temperatura e/ou forças de corte. Quebra: As avarias e desgaste sofrido pela ferramenta podem acarretar na quebra da mesma, no entanto, a quebra pode ocorrer sem que esteja associada a alguns desses fatores. Isto pode ocorrer devido à utilização de ferramentas muito duras, cargas excessivas sobre a ferramenta e, ainda, característica geométricas do processo, como raio e ângulo de ponta, ângulo de cunha, entre outros. Pode ocorrer também, uma deformação plástica da aresta de corte devido às elevadas pressões e temperaturas sobre a ponta da ferramenta, Figura Dependendo da intensidade, essa deformação pode provocar deficiências na formação do cavaco, aumento das forças de corte, queda da qualidade do acabamento superficial e, até mesmo, quebra da aresta de corte. Figura 2.21 Deformação plástica da aresta de corte. Todas essas avarias e desgaste apresentados podem provocar perdas nos processos de usinagem mecânica; alguns ocorrem com maior, ou menor, intensidade em função do processo utilizado. Portanto, o controle da evolução dos desgastes é de grande importância para redução dos custos de manufatura, e para garantir que as peças usinadas mantenham suas dimensões dentro das tolerâncias pré-determinadas, e que o acabamento superficial atenda as necessidades funcionais e/ou estéticas. É praticamente impossível evitar o desgaste da ferramenta, no entanto, é possível fazer o controle da evolução desse desgaste, permitindo uma redução significativa de avarias e gastos excessivos em função do processo. Alguns fatores têm grande influencia nos processo de desgaste de uma determinada ferramenta, entre estes fatores, a velocidade de corte se destaca. Ferraresi (1970) demonstrou que quanto maior a velocidade de corte, maior será o desgaste e menor será a vida da ferramenta, Figuras 2.22 e

39 Figura 2.22 Curva de desgaste em função do tempo de usinagem, para diferentes velocidades de corte. Fonte: Adaptado de FERRARESI (1990). Figura 2.23 Curva logarítmica da vida ferramenta em função da velocidade de corte. Fonte: Adaptado de SHAW (2005). Geralmente, a determinação do fim de vida da ferramenta ocorre em função de um valor de desgaste pré-determinado, muitas vezes pelo próprio fabricante da ferramenta. O tempo de vida da ferramenta de corte determina quando uma ferramenta já não consegue atender as expectativas operacionais, principalmente de corte, acabamento e tolerância dimensional, tendo que ser reafiada ou substituída. A norma ISO 3685 (1993) especifica como se deve executar a medição dos desgastes e os valores limítrofes para os mesmos em uma ferramenta de metal duro, Figura 2.24, que são: Desgaste de flanco (V B ): 0,3mm. Desgaste de flanco máximo (V Bmáx ): 0,6mm. Profundidade da cratera (KT): 0,06+0,3.avanço. Distância frontal entre a cratera e o flanco (KF): 0,02mm. 19

40 Figura 2.24 Desgastes de uma ferramenta de corte em metal duro. Fonte: Adaptado de ISO 3685 (1993). Sendo assim, quando o desgaste da ferramenta atingir o valor especificado, o processo de usinagem deverá ser interrompido, para que seja providenciada a substituição da ferramenta, evitando perdas no acabamento e nas tolerâncias dimensionais, bem como uma possível quebra da ferramenta, o que acarretaria maiores custos para o processo Forças de corte As forças de corte são consideradas como forças de ação da peça sobre a ferramenta, e seu conhecimento é muito importante, pois a partir do estudo dessas forças, é possível projetar máquinas e ferramentas, além de fornecer informações específicas para a escolha dos melhores parâmetros de usinagem. De acordo com Machado et al. (2009) as forças de corte influenciam diretamente a viabilidade econômica do processo, e ainda possibilitam o dimensionamento dos elementos de máquina e da própria máquina ferramenta. A resultante dessas forças é denominada de força de usinagem (F u ), e pode ser decomposta nas seguintes forças, Figura 2.25: Força passiva (F p ): é a força medida perpendicular ao plano de trabalho. Força de corte (F c ): é a força medida no plano de trabalho, na direção de corte, e ocorre com o surgimento da velocidade de corte instantânea. 20

41 Força de avanço (F f ): é a força medida no plano de trabalho, na direção de avanço, ocorre como o deslocamento da mesa e da velocidade de avanço. Força de apoio (F ap ): é a projeção da força de usinagem sobre uma direção perpendicular à direção de avanço, situada no plano de trabalho. Figura 2.25 Principais componentes da força de usinagem (F u ). Logo, a intensidade de F u pode ser calculada através seguinte equação: (3) A intensidade das forças que compõem a força de usinagem depende de vários fatores, tais como geometria da ferramenta, Figura 2.26, velocidade de avanço, velocidade de corte, material usinado, espessura de corte, entre outros. Segundo Tansel et al. (1998) a magnitude das forças de corte são diretamente relacionadas ao material e a ferramenta, sendo que as forças de corte aumentam expressivamente com o aumento do desgaste da ferramenta. 21

42 Figura 2.26 Influencia da geometria da ferramenta na distribuição das forças de corte radiais e axiais. Fonte: SANDVIK (2012). Figura 2.27 Fatores que influenciam nas forças de corte. Fonte: Adaptado de QUEINS (1996). De acordo com Yaldiz et al. (2007), apesar de poderem ser obtidas através de cálculos de engenharia, as forças teóricas apresentam algumas diferenças em relação às forças reais, isso se deve ao fato da complexibilidade do processo de fresamento, como a variação da espessura do corte, por exemplo. O monitoramento das forças de corte permite um controle mais eficiente dos resultados esperados com o processo de usinagem, pois as forças de corte podem representar um espectro das condições de desgaste da ferramenta, rugosidade e eficiência do processo, por exemplo. Childs et al. (2000), cita duas formas de se medir as forças de usinagem, sendo elas: medição direta e medição indireta. A primeira técnica é baseada na utilização de equipamentos e sensores próprios para a aquisição de sinais de força, como os sensores piezelétricos ou outros tipos de dinamômetros, que por serem próprios para esta função, possibilitam melhores coletas de informações, através de melhores precisões de magnitude e direção das forças. Já a medição indireta, se baseia na 22

43 dedução das forças de corte em função do comportamento da máquina, ferramenta ou do processo em si, como por exemplo: níveis de vibração, temperatura de corte, potencia consumida pelo motor da máquina, etc. Geralmente as medições indiretas não apresentam a mesma sensibilidade das medições diretas porém, em muitos casos são as melhores alternativas por apresentarem menores custos, facilidade de instalação, entre outas vantagens. Porto et al. (2004), comenta que atualmente existe diversos métodos de medição de forças na usinagem. Entre os métodos pode-se citar o uso de dinamômetros, sensores de vibração, controle da corrente elétrica, entre outros. 2.2 Monitoramento dos processos de usinagem A produção em massa de componentes com altas precisões dimensionais e geométricas depende diretamente de sistemas que permitam a automação da produção. A automação dos processos de usinagem pode ir desde a alimentação de matéria-prima na máquina, até a substituição de ferramentas desgastadas. Devido à alta competitividade, indústrias de manufatura vêm desenvolvendo metodologias avançadas de automação, através de sistemas de controle e monitoramento do processo. O uso de tecnologias adequadas de monitoramento possibilita a aquisição de dados importantes sobre as condições dos parâmetros de usinagem, bem como das condições geométricas e de integridade da peça. Alguns pesquisadores como Dornfeld (1994), afirmam que o monitoramento dos processos de usinagem se faz necessário para garantir o máximo de desempenho das máquinas e ferramentas utilizadas. Com sensores adequados pode-se monitorar o desempenho da máquina, as condições de desgaste da ferramenta, tolerâncias de geometria, rugosidade da peça e temperatura na interface peça-ferramenta, entre outros. Byrne et al. (1995), relata a existência de diversos tipos de sensores que podem ser utilizados no monitoramento de diferentes tipos de processos de usinagem, Figura 2.28, e ainda cita algumas características indispensáveis aos sensores, tais como: não reduzir a rigidez dinâmica e estática, bem como o espaço útil da máquina-ferramenta; não interferir nos parâmetros de corte; ser resistente ao desgaste, sujeiras e cavacos; funcionar independente da ferramenta e da peça; etc. 23

44 Figura 2.28 Exemplos de sensores disponíveis para processo de usinagem. Fonte: Adaptado de BYRNE et al. (1995). Uma atenção especial deve ser dada aos processos de monitoramento das condições das ferramentas (Tool Condition Monitoring TCM), pois certos tipos de desgastes e avarias da ferramenta podem interferir de forma muito negativa na qualidade das peças, como perda de tolerâncias dimensionais e/ou geométricas, além de baixa qualidade de acabamento superficial. Deste modo, através de técnicas de TCM em tempo real, existe a possibilidade de interromper o processo de usinagem, para que ajustes sejam feitos antes que maiores problemas ocorram. Para ser comercialmente atraente, um sistema de monitoramento de desgaste deve ser capaz de estimar os níveis de desgaste mesmo que ocorram variações nas características da máquina, material e/ou geometria da ferramenta, material e/ou geometria da peça; ou que pelo menos seja capaz de considerar tais variações (WILCOX, REUBEN e SOUQUET, 1997). Segundo Marinescu e Axiante (2009) a eficácia das técnicas de monitoramento depende da capacidade dos sistemas em identificar anomalias no processo, e em responderem com ações adequadas no tempo correto. A seguir serão analisados alguns métodos de monitoramento atualmente utilizados nas indústrias de manufatura que empregam máquinas de usinagem. 24

45 2.2.1 Corrente elétrica e potencia efetiva do motor A medição da corrente elétrica dos motores de avanço ou do eixo árvore de uma determinada máquina-ferramenta é uma alternativa de monitoramento muito simples e de fácil implantação. Esse tipo de monitoramento fornece informações sobre a potência efetiva no eixo árvore da máquina, que é diretamente influenciada pelas forças de corte no processo de usinagem mecânica. Segundo Dornfeld, Konig e Ketteler (1993) através do monitoramento da corrente e/ou potência do motor, pode-se detectar problemas no processo tais como, colisões, desgaste e quebra da ferramenta, entre outros. Porém, isso só é possível em condições onde os parâmetros de corte e os níveis de desgastes são grandes o suficiente para provocar alterações significativas na potência do eixo. Além disso, de acordo com Byrne et al. (1995) outros fatores que não estão associados as condições de corte podem interferir fortemente na variação da corrente, como por exemplo, o atrito nas guias da máquina, o que acaba influenciando os dados coletados. De acordo com Kim et al. (1999), a estimativa das forças de corte através do monitoramento da corrente, se torna mais difícil em máquinas com multi-eixos, principalmente durante inversões no sentido de avanço, pois nesse momento a corrente do motor sofre uma mudança de sinal súbita, devido as forças de atrito e aceleração e desaceleração da massa da mesa da máquina. Para exemplificar a distorção entre as forças de corte e a corrente do motor, os pesquisadores apresentaram dois gráficos obtidos durante o processo de fresamento de contorno interpolar circular, Figura

46 Figura 2.29 Exemplo de discrepância entre as forças de corte e a corrente no eixo y. Fonte: Adaptado de KIM et al. (1999). Na figura 2.29, é notória a diferença nos sinais de corrente quando a direção de avanço é invertida, aproximadamente aos 25 segundos. Devido aos problemas citados, a corrente não pode simplesmente representar as forças de corte sem um processamento de dados adequado. Por esse motivo, Kim et al. (1999) propuseram duas alternativas para solucionar esses problemas, a primeira é a utilização de um filtro de distúrbios, e a segunda é a utilização de um sistema de Redes Neurais Artificiais (RNA). Ao final dos experimentos, concluíram que o filtro não foi suficiente para eliminar os efeitos dos distúrbios, ao contrário do sistema de RNA que consegui estimar as forças de corte durante todo o percurso de corte, como pode ser observado na Figura 2.30, no entanto, a aplicação desse sistema depende da generalização da RNA para atender todas as variações dos parâmetros de corte. 26

47 Figura 2.30 Comparação entre as performances dos métodos de dinamômetro, filtro e sistema de RNA Dinamômetro Fonte: Adaptado de KIM et al. (1999). Dinamômetros são instrumentos utilizados para medir forças, e podem apresentar diversas configurações, entre elas, a mais comum é a de uma mola fixada em uma de suas extremidades a uma escala graduada enquanto que a outra extremidade possui um pequeno gancho para que uma força possa ser aplicada e ter sua intensidade determinada. Outros princípios também podem ser empregados para se medir uma força, como os dinamômetros hidráulicos, pneumáticos, etc, cada qual com suas vantagens e desvantagens. Independentemente do princípio utilizado, os dinamômetros devem possuir rigidez, precisão e sensibilidades adequadas para cada tipo de processo. Nos processos usinagem, os dinamômetros mais empregados são os que utilizam sensores piezelétricos para captar as forças que lhe são aplicadas e as converte em 27

48 sinais elétricos proporcionais a elas, pois eles apresentam um bom comportamento em medições dinâmicas. Sendo assim, eles fornecem informações importantes, pois os sinais de forças são os melhores indicadores do estado do processo de usinagem (JEMIELNIAK e ARRAZOLA, 2008). Os fabricantes disponibilizam diferentes tipos de dinamômetros, possibilitando várias configurações de montagem, podendo ser instalados na ferramenta (situação comum no torneamento), ou na própria peça (situação comum no fresamento). Os dinamômetros utilizados em operações de fresamento, geralmente, possuem 4 sensores de cristal de quartzo que fornecem informações sobre 3 componentes de força ortogonais (eixos x, y e z), além do momento no eixo z. Figura 2.31 Empilhamento dos discos orientados para medir forças F x, F y, F z e torque M z. Fonte: Adaptado de Shaw (2005). Totis et al. (2010), afirmam que diversos tipos de dinamômetros são utilizados na indústria e também em laboratórios com as seguintes finalidades: compreender melhor os princípios de formação do cavaco; desenvolver modelos de força; ajudar no desenvolvimento de novas geometrias e materiais de ferramentas; otimização do processo; entre outros. Porém, os modelos disponíveis não permitem a aquisição de sinais capazes de avaliar as forças atuantes em cada aresta de corte durante uma operação de fresamento. Por este motivo, eles desenvolveram um novo modelo de dinamômetro rotativo, que permite a leitura das forças que atuam em cada aresta de corte, de maneira independente, Figura

49 Figura 2.32 Protótipo do novo modelo de dinamômetro proposto por Totis et al. Fonte: Totis et al. (2010) Emissão acústica (EA) A geração de som em materiais sob deformação ou fratura é um fenômeno denominado de emissão acústica (EA), que pode ser melhor definido como ondas elásticas transientes geradas por rápida liberação de energia devido ao rearranjo da estrutura interna do material, proveniente de uma ou mais fontes de deformação e/ou fratura, localizadas em um material. Essas ondas podem ser detectadas na superfície por sensores piezelétricos, que por sua vez, geraram sinais que permitem detectar deformações ou trincas no material. O uso de sensoriamento com base em EA para monitoramento de processos de usinagem vem sendo discutido desde a descoberta da EA na década de Pesquisas ao longo das últimas décadas tem estabelecido a eficácia das metodologias de sensoriamento com base em EA no monitoramento da condição da máquina-ferramenta e da análise do processo (PORTO et al., 2004). Os sinais das ondas acústicas podem sofrer pequenas atenuações, que já foram relatadas por alguns pesquisadores. Jemielniak e Arrazola (2008) relataram alterações do sinal de EA durante operação de microfresamento, onde foi notado maiores sinais no início e fim do processo, e menores quando a usinagem se encontrava na metade da operação. Segundo os pesquisadores, essa variação pode ter ocorrido devido a diferentes caminhos que as ondas tiveram que percorrer até chegar ao sensor. Essas pequenas variações podem ser minimizadas fixando o sensor mais próximo possível do contato peça-ferramenta. Beattie (1983) recomenda a aplicação de uma fina camada de 29

50 algum fluido viscoso entre o sensor e a superfície onde ele será fixado, com o intuito de melhorar significamente a captação dos sinais de EA. Geralmente os processos de usinagem apresentam fontes de perturbação de ruídos que interferem no sinal dos sensores. Segundo Jemielniak e Arrazola (2008) a EA possui a vantagem de se propagar em altas frequências, acima das frequências características do processo, tais como rpm do fuso ou frequências naturais, sendo assim, os sinais de EA são menos sensíveis aos ruídos de baixa frequências comuns no ambiente de usinagem, Figura Figura 2.33 Zona de aplicação dos sinais de EA. Fonte: Adaptado de LEE et al. (2006). Por outro lado, os sensores de EA são muito sensíveis aos sinais de alta frequência como pode ser observado na Figura 2.34, e devido a esta característica, os métodos de monitoramento por EA podem ser adequados ao processo de microfresamento, pois a baixa taxa de remoção de material, associada à necessidade de altas rotações, gera vibrações em altas frequências, não perceptíveis aos sensores de força. 30

51 Figura 2.34 Relação sinal/ruído do sensor de EA versus sensores de força e vibração em diversas de cavaco não cortado. Fonte: DORNFELD (1999). As principais fontes de ondas de EA são as zonas de deformação do material (DORNFELD, 1992), conforme é demonstrado na figura a seguir. Figura 2.35 Zonas de deformação. Fonte: DORNFELD (19992). Essas fontes fazem parte dos mecanismos básicos do processo de corte, e por isso, os sinais de EA para diferentes operações apresentam comportamento característico de cada processo de usinagem. Como o fresamento se trata de um corte descontinuo e com variação da espessura de corte realizada por múltiplas arestas de corte, os sinais de EA se comportam de forma contínua e transiente. Os sinais contínuos são provenientes de deformações plásticas do material nas zonas de deformação primária, secundária e terciária, Figura 2.35, sendo que, segundo Saini e Park (1996) a 31

52 zona de deformação primária é a principal fonte de EA no processo de usinagem, responsável por cerca de 75% do sinal. Já os sinais transientes são provenientes de fatores associados à quebra de cavaco ou fratura da ferramenta. Marinescu e Axiante (2009) propuseram novos métodos para monitorar as condições de fresamento com múltiplas arestas de corte removendo material simultaneamente, através da utilização de sinais de EA. Quando mais de uma aresta corta simultaneamente o material, surge mais de um vetor força, o que dificulta a avaliação das condições de usinagem através da análise dos sinais de força. Através desse trabalho, os pesquisadores conseguiram demonstrar que é possível monitorar as condições do fresamento, com múltiplas arestas de corte simultâneas, analisando somente os sinais de EA no domínio de tempo e frequência, com o emprego de técnicas de processamento de dados. Outros pesquisadores realizaram trabalhos de avaliação do desgaste da ferramenta e demais condições de corte através de sinais de EA com o auxilio de diversas técnicas de tratamento de dados, algoritmos, rede neural, etc. Yen, Lu e Chen (2012), utilizaram um algoritmo de mapa de auto-organização de características (selforganization feature map SOM) para monitorar o desgaste de ferramentas através de sinais de EA, em seus resultados eles mostraram que a amplitude dos sinais aumentou com o desgaste da ferramenta, porém alterações nas frequências dos sinais ao longo dos experimentos impediram classificar a real condição do desgaste da ferramenta. 2.3 Microusinagem Dornfeld et al. (2006), afirmam que o processo de usinagem terá sempre papel importante na manufatura de peças e sua capacidade para precisão será constantemente melhorada. Essa evolução dos processos de usinagem é fortemente incentivada pela crescente necessidade de se fabricar produtos cada vez mais complexos e com dimensões cada vez menores, fabricados a partir dos mais diversos materiais. Ainda não existe um consenso sobre a definição exata de microusinagem, alguns pesquisadores associam a microusinagem à espessura do cavaco removido durante o processo em escalas muito pequenas, inferiores a 999μm, ou seja, quando o cavaco apresentar espessura micrométrica. Essa definição não considera outros fatores como os tamanhos da peça e da ferramenta, o que gera confusão na distinção entre as usinagens nas escalas macro e micro. Segundo Simoneau, Ng e Elbestawi (2006), as 32

53 geometrias e dimensões da peça e ferramenta, microestrutura do material usinado e os parâmetros de corte influenciam o mecanismo de remoção do material durante a usinagem em pequenas escalas. Nesse mesmo trabalho, eles concluíram que enquanto na usinagem em macro escala o cavaco indeformado possui espessura maior do que o tamanho médio do menor tipo de grão que constitui o material, a microusinagem apresenta tamanho médio de grãos maiores do que a espessura do cavaco indeformado gerado no processo. Masuzava (2000), explica que o conceito de microusinagem irá variar em função da época, pessoa, método de fabricação, além do tipo de material. Dentre os principais setores de aplicação dos microcomponentes destaca-se o aeroespacial, automobilístico, telecomunicações e médico, principalmente nas indústrias de aparelhos ortopédicos e ortodônticos, com a produção de pinos e parafusos para próteses ósseas e dentarias. Figura Pino utilizado em implantes odontológicos. Fonte: Segundo Porto et al. (2004) hoje a usinagem de ultraprecisão pode trabalhar com peças cujas dimensões são da ordem de até 1µm e resolução da ordem de 1nm, logo, nanotecnologia. Tanaguchi, (1980) previu a evolução dos processos de usinagem em função das possíveis precisões, Figura

54 Figura 2.37 Evolução da precisão na usinagem. Fonte: Adaptado de TANIGUCHI (1980). Alguns pesquisadores acreditam que o mais impressionante avanço na área de microfabricação foi o dos micromotores, Figura 2.38, que podem apresentar várias formas de movimento. Esses micromotores estão sendo empregados juntamente com as microengrenagens, Figura 2.39, no chaveamento de sinais elétricos e na movimentação de microestruturas mecânicas, como espelhos e pinças. Figura 2.38 Micromotores criados através da microusinagem. Fonte: 34

55 Figura 2.39 Exemplos de micro engrenagens. Fonte: Atualmente, um campo que vem aumentado muito, devido ao grande interesse de empresas das áreas da medicina e automotiva, é o das pesquisas sobre a microfabricação para desenvolvimento de microcomponentes de controle de fluxos e fluídos; válvulas e bombas já estão sendo fabricadas em escalas micrométricas, e podem ser empregadas em dosagens extremamente precisas e controladas de combustíveis, medicamentos entre outros fluídos. Rajurkar e Madou (2005), classificam os processos de microusinagem em três grandes grupos, sendo eles: Aditivos: produção de microcomponentes através da adição de material em escala micrométrica, processo bem similar à prototipagem rápida. Near-net-shape: produção de peças muito próximas às dimensões finais. Nesse grupo destacam-se os processos de microforjamento, microestampagem e injeção utilizando micromoldes. Subtrativos: produção de microcomponentes através da remoção de material caracterizando a microusinagem, que ainda pode ser subdividida, Figura

56 COMPLEXIBILIDADE GEOMÉTRICA VARIEDADE DE MATERIAIS PROTOTIPAGEM PRODUÇÃO EM MASSA QUALIDADE SUPERFICIAL ACESSIBILIDADE Figura 2.40 Classificação geral dos micros processos de fabricação. Fonte: Adaptado de Rajurkar et al. (2006). Em um trabalho sobre diferentes tipos de microfabricação, Rajurkar et al. (2006) avaliou os processos de fabricação em microescala, considerando alguns fatores tais como capacidade de obtenção de geometrias complexas, acabamento superficial, materiais possíveis de serem usinados, entre outros. O resultado dessa comparação pode ser observado a seguir. Tabela 2.1 Comparação entre os diferentes processos de micro fabricação. CARACTERÍSTICAS PROCESSOS ADITIVOS ELETRO-FÍSICO E QUÍMICO FEIXE DE ENERGIA LITOGRAFIA MECÂNICO NEAR NET SHAPE Bom Regular Ruim Fonte: Adaptado de RAJURKAR et al. (2006). Analisando os dados da Tabela 2.1, nota-se as vantagens do processo de microusinagem mecânica em relação aos demais processos. 36

57 Entre os processos de microusinagem mecânica os que mais se destacam são os de torneamento, fresamento e furação. Para o fresamento, cabe uma atenção especial, pois esse processo permite tanto usinagens em escala macro quanto na micro, de peças dos mais variados materiais, com baixo ou alto grau de complexibilidade geométrica, vinculada a melhores resultados de acabamento superficial e tolerância dimensional. Por isso, o microfresamento já se apresenta como alternativa de substituição de outros processos. Bodziak (2011) comparou o processo de microfresamento com o processo de eletroerosão de dois tipos de materiais comuns na confecção de moldes e matrizes, os aços AISI P20 e o AISI H13, e concluiu que o microfresamento usinou o corpo de prova num tempo 5 vezes menor, com uma economia de 46% nos custos e melhor acabamento superficial quando comparado com a eletroerosão. A manufatura de componentes em escala micrométrica exige o domínio e o aprimoramento das técnicas de microusinagem que, apesar de possuir uma participação de aproximadamente 6% em relação aos demais processos de fabricação, apresentando um crescimento de 65 bilhões de dólares em 2005, ainda apresenta várias lacunas sobre as variáveis e suas influencias no processo. Porém, segundo Özel, Liu e Dhanorker (2007), o aumento da popularidade da microusinagem fez com que muitos pesquisadores da área de manufatura voltassem a atenção para o estudo desse processo, com o intuito de melhorar a produtividade, e descobrir os pontos em que ela se difere da usinagem em macro escala. Os estudos sobre a microusinagem são necessários, pois os conhecimentos já testados, aprovados e aplicados em escala macrométrica, não podem ser simplesmente transferidos ao processo de microusinagem, apesar de apresentarem os mesmos princípios básicos. Alguns conceitos já consagrados na macrousinagem podem ser aplicados à microusinagem, no entanto, faz-se necessário adaptações específicas, pois, certos fatores e fenômenos de corte que são totalmente irrelevantes na usinagem em macro escala, passam a ter grande influencia na microusinagem, esse fato recebe o nome de efeito de escala (SIMONEAU, NG e ELBESTAWI, 2006). 2.4 Efeito de escala O efeito de escala (Size effect) altera o mecanismo de remoção de material em relação ao procedimento em macrousinagem (CHAE, PARK e FREIHEIT, 2006). Isso pode ocorrer porque a espessura do cavaco é da mesma ordem de grandeza do raio da 37

58 aresta de corte ou, até mesmo, do tamanho do grão do material a ser usinado (MIAN, DRIVER e MATIVENGA, 2011). De acordo com alguns pesquisadores o efeito de escala pode ser influenciado pelo raio da aresta de corte, material a ser usinado e sua microestrutura, entre outros. A seguir, será realizada uma abordagem sobre os três principais fatores que compõem o efeito de escala, sendo eles o raio da aresta de corte, a energia específica de corte e a microestrutura do material Raio da aresta de corte Devido a limitações do processo de fabricação da ferramenta é praticamente impossível que não exista um raio de concordância entre as superfícies de saída e de folga da ferramenta, esse raio pode apresentar dimensões entre mícrons a centésimos de milímetro, Figura Figura Microfresa com 152µm de diâmetro e 1,34µm de raio de ponta. Fonte: Jinsheng Wang et al. (2009). Por apresentar valores extremamente pequenos, o raio da aresta de corte não interfere no corte de material durante a usinagem convencional (macro), pois para essa escala, a cunha de corte pode ser considerada como perfeitamente afiada, Figura Figura 2.42 Macrousinagem e o raio da aresta de corte. 38

59 No entanto, para a microusinagem, o simples fato da existência do raio da aresta de corte pode ocasionar problemas no processo. O efeito do raio da aresta de corte (R e ) pode ser melhor compreendido através das figuras a seguir. A Figura 2.43 mostra o que ocorre na microusinagem quando a espessura do cavaco indeformado (h) é menor que a espessura mínima de corte (h mín ), nessa condição o cavaco não é formado, ocorrendo apenas uma deformação plástica, provocando uma compressão do material na superfície da peça, seguida de uma recuperação elástica. Figura 2.43 Influencia do raio de aresta de corte no microfresamento (h < h mín ). A condição demonstrada na figura 2.44 apresenta o valor da espessura do cavaco indeformado igual à espessura mínima de corte, nessa condição o cavaco é gerado e parte do material é removido, parte sofre deformação plástica, e outra fração é recuperada elasticamente. Figura Influencia do raio de aresta de corte no microfresamento (h =h mín ). Quando a relação entre a espessura do cavaco indeformado e a espessura mínima de corte for maior do que 1, Figura 2.45, tem-se a condição de formação completa do cavaco, e o material é removido normalmente. 39

60 Figura Influencia do raio de aresta de corte no microfresamento (h > h mín ). O fresamento possui a característica de apresentar variação da espessura do cavaco ao longo do corte. Logo, durante o microfresamento, o contato entre a aresta de corte e a peça pode se iniciar e/ou terminar, com uma espessura de cavaco indeformado menor do que a espessura mínima de corte (ver Figuras 2.12 e 2.13), portanto, o cavaco irá se formar somente após um determinado ângulo de rotação da ferramenta, no qual a espessura de corte mínima é atingida, sendo que, para o trecho onde h<h mín sobrará um resíduo de material devido à condição de compressão seguida pela recuperação elástica do material, Figura Em função disso, vários autores afirmam existir um valor crítico para o avanço por dente da ferramenta, abaixo do qual, somente deformações plásticas e elásticas serão induzidas no material. Figura 2.46 Resquício de material após passagem da aresta de corte na condição de h mín <h. Muitos trabalhos já foram realizados sobre estimativas de espessuras mínimas de cavaco a partir de modelos analíticos e análises de elementos finitos. Liu et al. (2006) demonstraram que a espessura mínima de corte depende não somente do avanço e do raio da aresta de corte, mas também das propriedades do material e da velocidade de corte. 40

61 O chamado efeito ploughing (riscamento), que se refere à marca deixada pela ferramenta e pelo resíduo de material, devido à recuperação elástica por conta da espessura do cavaco indeformado ter sido insuficiente para que o cavaco fosse completamente formado, pode acarretar um acabamento superficial inferior e uma menor vida da ferramenta (VOGLER et al., 2004; LEE e DORNFELD, 2005). Menores raios de aresta e maiores espessuras de cavaco indeformado, reduzem o efeito ploughing, e essa redução é altamente desejada. Porém, a estimativa exata da espessura mínima de corte não é uma questão tão simples, pois é influenciada por relações complexas entre o raio da aresta de corte, as propriedades do material, o avanço, e a velocidade de corte, sendo que, algumas dessas variáveis podem sofrer alterações ao longo da operação de usinagem, podendo ocasionar resultados completamente inesperados. Segundo Özel, Liu e Dhanorker (2007) para um raio de aresta de corte entre 1 a 5μm a espessura mínima de corte para o aço AISI 4140 varia entre 30 a 36% do raio da aresta de corte; já para liga de alumínio AL 2024 T6 este percentual varia de 42 a 45%. Já na pesquisa realizada por Vogler, Devor e Kapoor (2003), a espessura mínima de corte variou de 20 a 30% do valor do raio da aresta de corte, durante a usinagem de materiais com estrutura perlítica e ferrítica. Comparando esses diferentes estudos, fica evidente a influencia do material no processo. Tabela 2.2 Comparação dos valores da relação h mín /R e entre diferentes estudos. MATERIAL h mín /R e AL 2024 T6 0,42-0,45 AISI ,30-0,36 Materiais c/ estrutura perlítica e ferrítica 0,20-0,30 Em função dessas dificuldades, técnicas de detecção e de quantificação do efeito ploughing são mais desejáveis do que modelos de estimativas para a espessura mínima do cavaco (YUN et al., 2011) Energia específica de corte A energia de corte específica determina a força requerida para remover um volume unitário de material da peça, e pode ser calculada através da equação 4. Shaw (1984) definiu a energia específica de corte como a resistência ao corte oferecida pelo material, quantificando a usinabilidade do mesmo. 41

62 (4) Onde, u energia específica de corte [energia/volume]. P potencia de corte. TRM Taxa de remoção de material. F c Força de corte. V c Velocidade de corte. h espessura de corte. b largura do corte. Segundo Salmon (1992) a energia específica de corte influencia diretamente os resultados obtidos na usinagem. A taxa de transferência de calor e tensões residuais aumentam de maneira significativa para altos valores de u, acarretando problemas na integridade metalúrgica da peça. Logo, busca-se minimizar os valores da energia específica de corte durante a usinagem. Uma das componentes da força de corte é a força de deformação do material imposta pela ferramenta, essa força é denominada de força ploughing, e atua na ponta da ferramenta e também na região de interface entre peça-ferramenta (BOOTHROYD, 1989). Quando se trata de usinagem em macro escala, a força ploughing não apresenta intensidade relevante ao processo, porém na micro usinagem seu efeito é totalmente relevante e não pode ser ignorado. Segundo Aramcharoen e Mativenga (2009) a força de ploughing não contribui para a remoção do cavaco e é altamente difícil de quantificar diretamente. Assim, uma forma indireta é a observação de aumento na energia especifica de corte para uma diminuição da espessura do cavaco não deformado, como pode ser observado na figura 2.47, que apresenta um gráfico da força específica de corte em função da relação entre o raio da aresta de corte pelo avanço por dente. Este aumento da energia especifica de corte inversamente proporcional ao valor do avanço é explicado devido ao efeito ploughing, que deixa resíduos de material deformado na superfície usinada, sendo que quanto menor o avanço e maior o raio da aresta de corte, maior será o efeito ploughing. 42

63 Figura 2.47 Relação entre a energia específica de corte e a relação h/re. Fonte: Adaptado de ARAMCHAROEN, MATIVENGA (2009). As forças de corte durante as operações de fresamento se apresentam de forma cíclica, devido ao tipo de corte intermitente gerado pela rotação da fresa. Em operações de macrofresamento, ou fresamento convencional, os gráficos de força apresentam picos constantes para cada dente da fresa. No entanto, no microfresamento, situação em que a força de deformação se faz expressiva, o acumulo gradual de material que não é removido, faz com que o pico das forças de corte aumente gradativamente até que, a ferramenta avance o suficiente para atingir uma espessura de corte mínima necessária para formação e remoção completa do cavaco. Feito isso, o pico de força decai e os processos de deformação plástica, recuperação elástica, formação e remoção do cavaco se iniciam novamente. Em seu trabalho YUN et al. (2011) comprovou este efeito durante o microfresamento de cobre, com uma fresa de topo de 500μm de diâmetro e duas arestas de corte. Figura 2.48 Sinais de força de avanço durante microfresamento de cobre. Fonte: YUN et al. (2011). 43

64 Filiz et al. (2008) analisou as forças de corte geradas durante o microfresamento de materiais biocompatíveis e bioabsorvíveis, como aço inox 304, utilizados em microimplantes, e constatou que a excentricidade da ferramenta, a relação R e /h, o efeito poughing, refletiram na variação da magnitude das forças, que também não apresentaram periodicidade esperada para o processo de fresamento Microestrutura do material A microusinagem requer ferramentas com pequenas dimensões, o que acarreta pequenas taxas de remoção de material. No entanto, apesar da redução de escala tanto da peça quanto da ferramenta, o tamanho do grão do material usinado não é reduzido na mesma proporção. Bissaco, Hansen e De Chiffre (2005) afirmam que enquanto na usinagem em macro escala a formação do cavaco compreende vários grãos do material, na microusinagem os cavacos são formados por poucos ou por um único cavaco de cada vez, este efeito pode ser visualizado na Figura (a) Figura 2.49 Relação entre tamanho de grão e espessura do cavaco para usinagem em escala (a) macro e (b) micro. Fonte: Adaptado de BISSACO, HANSEN e DE CHIFFRE (2005). Simoneau, Ng e Elbestawi (2007), relatam que os primeiros trabalhos sobre microusinagem foram realizados buscando-se um melhor entendimento das características de corte nessa escala, e que geralmente eram realizados em corpos de prova feitos de materiais macios e/ou puros. Entretanto, houve um aumento pelo interesse em se estudar os efeitos do microcorte em materiais heterogêneos e com maior dureza. Por esse motivo eles estudaram a microusinagem do aço AISI 1045 em corpos de prova com material normalizado e outros que passaram por processos térmicos para refinar os grãos, Figura 50, com a intenção de analisar a influencia do tamanho do grão no processo de microusinagem. (b) 44

65 (a) (b) Figura 2.50 Microestrutura dos materiais no estado (a) normalizado e (b) refinado. Fonte: SIMONEAU, NG e ELBESTAWI (2007). A partir dos resultados, eles concluíram que a microestrutura do material tem um importante papel no processo de formação de cavaco e defeitos superficiais. Segundo POPOV et al. (2006), a microestrutura do material pode provocar variações na espessura do cavaco, em função de alterações no ângulo de cisalhamento de cada grão. Vários pesquisadores consideram que se pode melhorar as condições de usinagem através do refinamento da microestrutura do material a ser usinado. Logo, materiais homogêneos e com menores tamanhos de grão proporcionam melhores resultados na microusinagem Bissaco, Hansen e De Chiffre (2005). Lauro (2011) através de seus experimentos de microfresamento do aço AISI H13, concluiu que, para os mesmos parâmetros de usinagem, as forças de usinagem foram menores durante o fresamento do material constituído por uma microestrutura com tamanho de grão maior. Esse fato tem explicação segundo a afirmação de Silva e Mei (2008) de que tamanhos de grãos austeníticos maiores podem reduzir a resistência do material, facilitando assim, a ruptura do mesmo. No entanto, Lauro (2011) também concluiu que o maior tamanho de grão provocou maiores desgastes de flanco na ferramenta. 2.5 Máquinas e Ferramentas para microusinagem Os principais desafios da microusinagem, principalmente mecânica, são o desenvolvimento e a criação de máquinas capazes de reproduzir, com confiabilidade, peças de dimensões micrométricas e tolerâncias sub-micrométricas. Para tanto, as máquinas devem possuir elevada precisão de posicionamento e movimentação, além de estabilidade térmica e alta resolução linear e rotacional (DORNFELD, MIN e TAKEUCHI, 2006). Segundo Chae, Park e Freiheit (2006) as máquinas destinadas à microusinagem 45

66 devem ser capazes de atender as necessidades dimensionais e de acabamento superficial das peças, incluindo a repetitividade. Além de estruturas mecânicas de precisão, as máquinas de microusinagem também devem ser equipadas por sistemas especializados de controle de movimento. Espera-se que o sistema CNC (Controle Numérico Computadorizado) dessas máquinas forneça condições de controle de movimento e alimentação adequados, com base no monitoramento em tempo real dos parâmetros do processo (RAHMAN et al., 2010). Porto et al. (2004) comenta que os sistemas de controle dos movimentos e dispositivos de posicionamento são peças fundamentais de uma máquinas-ferramenta de ultraprecisão. As máquinas de usinagem convencionais normalmente apresentam erros relativos à sua construção, aos comandos e controles de deslocamento e posicionamento, entre outros. Por esse motivo, a qualidade dos componentes utilizados nas máquinas destinadas a fabricação em micro escala, deve ser mais rigorosa do que as destinadas ao processo em macro escala. Se considerarmos uma pequena folga na guia da mesa de uma determinada máquina, ela poderá não ser expressiva no processo em uma escala convencional, porém em uma microusinagem, essa mesma folga poderá ocasionar sérios defeitos à peça usinada. De acordo com Rahman et al. (2010) as deformações mecânicas e térmicas, vibrações e sistemas de fixação restringem a utilização de máquinas convencionais, esses efeitos são reduzidos com a utilização de máquinas especificas, destinadas à usinagem micrométrica de ultraprecisão, no entanto, essa máquinas são extremamente caras e requerem manutenção regular. Devido ao alto investimento necessário para se utilizar máquinas específicas para microusinagem, grande parte dos pesquisadores utilizam máquinas convencionais CNC, com a finalidade de realizar ensaios experimentais, e não produção de microcomponentes. Um componente fundamental no processo de microusinagem é a ferramenta de corte utilizada no processo, que mesmo destinada aos mesmos fins, possui algumas características entre as ferramentas macro bem distintas. Enquanto que a maioria das fresas de topo convencionais apresentam a relação entre o diâmetro da haste e o diâmetro útil da ferramenta, geralmente, igual a 1, as microfresas atingem facilmente valores superiores a 10, Figura

67 Figura 2.51 Diferenças entre uma fresa convencional com 6mm de diâmetro e uma microfresa com 0,2mm de diâmetro. Fonte: BISSACCO, CHIPRE e DE CHIFFRE (2005). Na prática, entende-se por microferramentas aquelas com diâmetros menores que 1mm, isso quando se trata de brocas e fresas. Segundo uma reportagem da revista Máquinas e Metais, na edição de maio de 2008, com mais de 25 fabricantes de microferramentas, a maioria das empresas oferecem tanto microbrocas quanto microfresas, algumas delas, disponíveis com diâmetros de 0,2mm. Para operações de torneamento, tanto externo quanto interno, já existe no mercado linhas especiais de pastilhas destinadas à fabricação de pequenas peças, onde é possível encontrar pastilhas com raio de ponta inferior a 0,05mm. Jun et al. (2007) ressalta que a fabricação destas ferramentas exige uma maior precisão, visto que, erros de alinhamento, batimento, concentricidade entre outros erros de fabricação, são mais significativos e relativamente grandes comparados aos parâmetros do processo. A própria flexão da ferramenta, condição normalmente desprezada na usinagem convencional, não pode ser ignorada no microfresamento, pois pode acarretar perda total da peça devido a perda de tolerâncias geométricas e dimensionais (WANG, KWEON e YANG, 2005). É de suma importância que as microferramentas acompanhem o avanço das máquinas de usinagem, pois a funcionalidade de uma depende diretamente da outra. A capacidade de se produzir microferramentas representa um grande salto tecnológico, sobretudo nas áreas de projeto, manufatura e materiais, através do desenvolvimento de novos materiais e processos de fabricação. Um exemplo do avanço tecnológico é a utilização de feixe de íons focalizados (Focused Ion Beam - FIB) para fabricar ferramentas de aço M42 com dureza entre 65 a 70 HRc. A Figura 2.52 mostra uma 47

68 ferramenta de microfresamento, criada com o processo FIB, ela possui 22µm de diâmetro e quatro arestas de corte (FRIEDRICH e VASILE, 1996). Figura 2.52 Microfresa com 22μm de diâmetro. Fonte: FRIEDRICH, VASILE (1996). Por possuírem pequenos diâmetros, as microfresas necessitam de posicionamento preciso e valores de rotação extremamente altos, superiores a 30000rpm, para que sejam capazes de atingir as velocidades de corte adequadas, ver equação 1; e isso acaba impondo limitações a utilização de máquinas convencionais. Em algumas máquinas, é possível a instalação de cabeçote de alta rotação, que ampliam, consideravelmente, os limites de rotações. Segundo Uriart el al. (2005) o avanço do desgaste da ferramenta é mais acentuado no microfresamento, ocasionando a necessidades de eventuais trocas de ferramentas, para que a qualidade superficial desejada seja alcançada. No entanto, o processo de substituição de uma microferramenta é um procedimento muito delicado, pois é extremamente difícil o controle do desbalanceamento, e posicionamento da nova ferramenta. As operações de microusinagem demandam grande tempo de set up, e entre os motivos está a grande dificuldade de detecção do contato entre a ferramenta e a peça. Kumar, Dotson e Melkote (2010) comentam que os métodos tradicionais de posicionamento, utilizados nos processo de macrousinagem, não são adequados para o processo de microusinagem, e ainda citam algumas técnicas utilizadas nessa escala como as que utilizam laser, câmeras e sinais de vibração, por exemplo. Por tudo que foi exposto neste item, conclui-se que o sucesso das técnicas de microfabricação depende diretamente dos avanços tecnológicos dos processos, máquinas, ferramentas e programas aplicados a essa escala de manufatura. 48

69 2.6 Acabamento superficial de microcomponentes Ao se projetar um componente, os desenhos e/ou modelos computacionais, não apresentam erros dimensionais, geométricos, e tão pouco defeitos superficiais, como rugosidade, trincas e rebarbas; isso porque os desenhos e/ou modelos são uma representação teórica da superfície, ou forma, que se deseja gerar, e por esse motivo são denominadas de superfícies geométricas. A superfície gerada pelo processo de fabricação escolhido (torneamento, fresamento, fundição, etc.) recebe o nome de superfície real, e dependendo do processo, e mais outros tantos fatores, pode apresentar erros de forma e de acabamento superficial. É praticamente impossível produzir superfícies reais livres de algum tipo de erro; no entanto, algumas aplicações práticas podem ser tomadas a fim de se produzir componentes com superfícies reais próximas às superfícies geométricas. Os erros que diferenciam as superfícies geométrica e real podem ser macrogeométricos ou microgeométricos, sendo que geralmente ocorre a presença de ambos. A usinagem convencional (macro escala) não é tão sensível a esses erros quanto a microusinagem. Nas operações de microusinagem, a própria recuperação elástica do material pode influenciar uma variação da profundidade de corte, bem como a formação de cavaco, e principalmente, nas características dimensionais da peça. Por esse motivo, deve-se despender uma atenção especial ao acabamento superficial dos microcomponentes. De acordo com Aramcharoen e Mativenga (2009) a rugosidade tem papel fundamental no desempenho dos microcomponentes. Um exemplo dessa importância é a afirmação de Weule et al. (2001) de que os micromoldes devem apresentar uma rugosidade Rz máxima de 1μm, para que as peças possam ser removidas com sucesso Rugosidade As características superficiais de uma peça podem ocasionar a rejeição total da mesma, dependendo das necessidades funcionais, ou até mesmo, estéticas requeridas. Uma das principais características de uma superfície é a rugosidade que se trata de um conjunto de pequenas irregularidades microgeométricas, isto é, pequenas saliências e reentrâncias, deixadas na superfície da peça, proveniente do contato com outra superfície. 49

70 A rugosidade pode ser analisada através de aparelhos eletromecânicos que fornece a leitura dos valores da rugosidade; aparelhos mais sofisticados ainda podem fornecer os resultados impressos. Geralmente o rugosímetro é formado pelos seguintes componentes: apalpador, unidade de acionamento, amplificador e filtro. Cada um destes componentes tem um papel fundamental. É o apalpador que entra em contato direto com a superfície analisada através de uma agulha que capta as irregularidades e transmite os sinais para o amplificador. O apalpador se desloca sobre a superfície com o auxilio da unidade de acionamento, em intervalos que podem ser definidos pelo usuário. O filtro serve para separar os sinais de baixa frequência, que caracterizam erros geométricos, dos sinais de alta frequência, que caracterizam a rugosidade da superfície. O comprimento total que o apalpador percorre é chamado de distância total, este comprimento é subdividido em outros segmentos sendo que o primeiro e o ultimo servem para amortecer as oscilações iniciais e finais do procedimento. Os segmentos intermediários recebem o nome de comprimento de amostragem, ou simplesmente cut off. Os principais parâmetros de avaliação da rugosidade são as rugosidades médias Ra e Rz. A rugosidade média Ra é a média aritmética das cotas d n, dos pontos do perfil de rugosidade em relação à linha média, dentro do comprimento total de avaliação, Figura Figura 2.53 Parâmetro de rugosidade Ra. Já a rugosidade média Rz é a média aritmética dos cinco valores de rugosidade parcial, Figura

71 Figura 2.54 Parâmetro de rugosidade Rz. O parâmetro Ra é o mais utilizado no mundo, pois é aplicável à maioria dos processos de fabricação, por este motivo, a maioria dos equipamentos permitem a leitura deste parâmetro, apesar dele não conseguir fazer distinção entre picos e vales, além de não identificar picos e/ou vales atípicos. A rugosidade Rz consegue informar a distribuição média da superfície, definindo muito bem o estado da superfície, porém nem todos os aparelhos possuem este parâmetro. Diferentes processos de usinagem podem gerar diferentes faixas de rugosidade, Figura 2.55, sendo que dependendo dos parâmetros de corte selecionados, um mesmo processo pode apresentar grandes diferenças de acabamento superficial. Figura 2.55 Faixas de rugosidades em função do processo utilizado. A perda da qualidade da rugosidade pode ser provocada por falhas no mecanismo das máquinas-ferramenta, vibrações no sistema peça-ferramenta, desgaste das ferramentas, utilização de ferramentas inadequadas, velocidade de corte inadequada, entre outros. Dentre os fatores citados anteriormente, para o microfresamento, pode-se 51

72 incluir o efeito de escala, o batimento e o desgaste da ferramenta, além das rebarbas geradas no processo. A redução da escala aumenta a dificuldade do controle da qualidade das micropeças, isto ocorre em função de diversos fatores, tais como a dificuldade de identificação do contato ferramenta-peça, baixas forças de corte, ferramenta fora das tolerâncias geométricas, acoplamento inadequado da ferramenta na máquina, etc. Outro agravante é que, em muitas vezes, o processo não consegue executar de forma satisfatória, ou viável, usinagens posteriores com a finalidade de acabamento. Por esses motivos, Wang, Kweon e Yang (2005), afirmam que os estudos visando o melhoramento da qualidade dos processos de microfabricação são de suma importância para a evolução e expansão da microusinagem. Segundo o experimento de Yun et al. (2011), melhores acabamentos superficiais são obtidos com menores valores de avanço por aresta de corte, porém, se o valor do avanço for muito pequeno, poderá ocorrer uma degradação da qualidade superficial em função do efeito poughing, Figura Esse resultado é bem coerente com o resultado obtido por Takács, Verö e Mészaros (2003), que durante a usinagem de diversos materiais, também concluíram que menores valores de avanço proporcionam melhores acabamentos superficiais, e que existe um valor mínimo, abaixo do qual a espessura mínima de corte não é atingida, provocando o aumento da rugosidade, Figura Figura 2.56 Influencia do avanço por dente na rugosidade. Fonte: Adaptado de Yun et al. (2011). 52

73 Figura Influencia do avanço por dente na rugosidade. Fonte: Adaptado de TAKÁCS, VERÖ e MÉSZAROS (2003). Aramcharoen e Mativenga (2009) analisaram a influencia da relação h/r e, Figura 2.58, e descobriram que os menores valores de rugosidade média (R a ) foram obtidos quando os valores da relação h/r e se encontravam em um intervalo próximos a 1 (um). Figura Relação entre a rugosidade média (Ra) e a relação h/re. Fonte: Adaptado de ARAMCHAROEN e MATIVENGA (2009). O fresamento é uma operação onde vibrações são provocadas naturalmente, devido ao fato de ser um processo de corte interrompido, ou seja, a aresta de corte não permanece em contato com a peça durante toda a volta da fresa. As vibrações podem ser agravadas por deflexão da ferramenta, desalinhamento entre o eixo da ferramenta e o eixo da fresadora, etc. O desalinhamento entre a ferramenta e o eixo da máquina, irá ocasionar o chamado batimento da ferramenta, que por sua vez, pode gerar danos à tolerância dimensional, geométrica e de acabamento superficial. 53

74 Figura 2.59 Efeito do desalinhamento da ferramenta na qualidade dimensional da peça. O batimento axial pode provocar variações dimensionais e geométricas altamente prejudiciais ao microcomponente, já o batimento axial prejudica a qualidade da rugosidade na peça. O avanço por dente também pode influenciar nas vibrações do processo de usinagem mecânica. Ao estudar o efeito da flexão da ferramenta no processo de microfresamento Arai (2008) comprovou que a vibração aumentou com o aumento do avanço, resultando em piores acabamentos superficiais. Figura 2.60 Aspecto superficial da influência do avanço por dente na vibração. (a) fz = 4,8 μm/volta, (b) fz = 6,4 μm/volta, (c) fz = 8,0 μm/volta, vc = 18,2 m/s e ap = 80 μm. Fonte: ARAI (2008). Além disso, outros fatores podem influenciar a rugosidade da peça, tais como a dureza e a microestrutura do material usinado. Simoneau, Ng e Elbestawi (2006) 54

75 afirmam que a microestrutura do material pode comprometer o acabamento superficial, devido sua influencia na geração de defeitos como sulcos, vazios e pivôs, Figura Figura 2.61 Defeitos superficiais influenciados pela microestrutura do material. Fonte: SIMONEAU, NG e ELBESTAWI (2006). O controle da rugosidade pode ser feito através de rugosímetros especiais capazes de avaliar rugosidades em escalas nanométricas. Os sistemas de apalpadores que utilizam contato necessitam de uma força para disparar o sistema de medição, no entanto, essas forças são suficientes para danificar os microcomponentes. Além disso, alguns micro defeitos presentes na superfície podem ser perdidos devido ao tipo de apalpador (SIMONEAU, NG e ELBESTAWI, 2006). Uma solução para esse problema é o emprego de sistemas sem contato que utilizam laser. A microscopia de varredura é outra opção para levantamento da qualidade de superfícies de microcomponentes Rebarbas Os processos de corte geralmente provocam um defeito denominado de rebarba. Ainda não se tem uma definição exata do termo rebarba, vários pesquisadores já elaboraram uma definição para tal termo, porém existem algumas variações dos conceitos que cada definição aborda. De acordo com Aurich et al. (2009) a maioria das definições descrevem a rebarba como projeções indesejadas do material devido ao fluxo plástico provenientes às operações de corte e cisalhamento. Neste trabalho será utilizada a definição de Shäfer (1975) que descreve a rebarba como uma parte da peça gerada pelo processo de fabricação sobre uma borda ou uma superfície e que se situa fora da geometria desejada. As rebarbas aparecem tanto nos processos de usinagem em escala macro, quanto na micro. Na macro escala, um dos principais problemas ocasionados pelas rebarbas é o risco de acidentes durante o manuseio da peça, pois as rebarbas geralmente possuem gumes afiados que podem provocar sérios acidentes. Já para os produtos miniaturizados, a rebarba se torna um grande problema, pois além do risco de acidente no manuseio, ela ainda pode provocar problemas funcionais dos microcomponentes, como dificuldades de ajustes nas montagens. Além disso, mesmo que não atrapalhe a 55

76 funcionalidade de um determinado componente, uma rebarba pode se soltar da peça durante a operação do componente e causar sérios danos ao mesmo. Por esses motivos a rebarba é considerada um fator crítico nos processos de microusinagem. Uma vez constatada a presença de rebarbas no microcomponente, e se ela colocar em risco a funcionalidade do mesmo, alguma técnica deverá ser utilizada para remoção da rebarba (rebarbação), porém, isso se torna mais um grande problema para o processo de fabricação, pois normalmente as técnicas de rebarbação podem provocar danos aos microcomponentes, além de serem muito dispendiosas. Segundo Aurich et al. (2009) os custos com rebarbação são estimados em aproximadamente 500 milhões de euros por ano, somente na Alemanha. Sendo assim, fica evidente que os estudos sobre rebarbas na microusinagem são de grande importância para a redução dos custos oriundos dos processos de rebarbação. Através desses estudos pode-se desenvolver novas técnicas de rabarbação, que demandem menor tempo, menor custo, não prejudiquem as tolerâncias dimensionais e geométricas da peça, etc. Os estudos podem ainda, fornecer informações sobre as melhores condições de corte para que o efeito das rebarbas seja reduzido, ou se possível, eliminado do processo. Segundo Aurich et al. (2009) existem diversas classificações para a rebarba dependendo da aplicação, processo de fabricação, propriedade do material, entre outros. Para as rebarbas oriundas dos processos de fresamento encontram-se na literatura vários métodos de classificação, para exemplificar essa diversidade, serão descritas duas classificações. A primeira é de Hashimura, Hassamontr e Dornfeld (1999) que classificaram as rebarbas em função do posicionamento das mesmas, Figura Figura 2.62 Tipos de rebarbas no fresamento. Fonte: Adaptado de HASHIMURA, HASSAMONTR e DORNFELD (1999). 56

77 A segunda classificação foi observada por Chern (1993) e é mais abrangente que a primeira, pois classifica as rebarbas em função do formato das mesmas, e não pelo seu posicionamento, Figura Figura 2.63 Classificação das rebarbas no fresamento. Fonte: Adaptado de CHERN (1993). Segundo Aramcharoen e Mativenga (2009) a formação da rebarba é influenciada por fatores tais como, velocidade de corte, avanço, espessura de corte, material da peça (principalmente se dúctil ou frágil), etc. Geralmente, o material mais dúctil gera rebarbas de maiores dimensões; enquanto que, o material mais frágil gera menores tamanhos de rebarba. No entanto, a formação de rebarbas pode ser impulsionada durante a usinagem de material frágil devido à aceleração do desgaste da ferramenta, que por sua vez modifica a geometria da ferramenta, aumentando as forças de corte e vibrações no sistema. A Figura 64 obtida por Bao e Tansel (2000) apresenta a evolução da formação de rebarbas durante a usinagem de alumínio, observa-se que mesmo com ferramenta nova o efeito da formação de rebarba é inevitável, mas fica evidente que o desgaste da ferramenta tem influencia quantitativa e qualitativa nas rebarbas. 57

78 Figura 2.64 Evolução das rebarbas em função do desgaste da ferramenta. Fonte: BAO e TANSEL (2000). Considerando a geometria da ferramenta Hashimura, Hassamontr e Dornfeld (1999) afirmam que o modo com que a ferramenta sai da peça durante o corte tem uma importante influencia na formação de rebarbas, Figura 65. Figura 2.65 Influencia da ordem de saída da ferramenta sobre a formação da rebarba. Fonte: HASHIMURA, HASSAMONTR e DORNFELD (1999). Ao investigar as rebarbas Wang e Zhang (2004) concluíram que a altura da rebarba na direção de corte é reduzida com o aumento da profundidade de corte, do avanço, e com a utilização de ferramentas duplo negativas. Aramcharoen e Mativenga (2009) observaram em seu experimento que o tamanho da rebarba variou entre 20 e 110µm dependendo da relação da espessura de corte pelo raio da aresta de corte, Figura 2.66, sendo que para maiores valores de h/r e há uma tendência de redução da altura da rebarba. No entanto, grandes valores de h/r e proporcionam altos valores de rugosidade (ver Figura 2.58). 58

79 Figura 2.66 Influencia da relação h/re na altura das rebarbas. Fonte: Adaptado de ARAMCHAROEN e MATIVENGA (2009). De acordo com Aramcharoen e Mativenga (2009) muitas linhas de pesquisas estão direcionando os estudos para métodos de controle e minimização da formação das rebarbas, como novas geometrias de ferramentas, ao invés de métodos de eliminação. 2.7 Ligas de titânio O titânio é um material que se destaca devido suas propriedades tais como elevada resistência mecânica, baixa densidade, resistência à corrosão e elevada biocompatibilidade. Devido a essas características, o titânio é empregado em várias áreas, sendo amplamente utilizado em indústrias de segmento aeronáutico, aeroespacial, químico, biomédico, entre outros. Para exemplificar a importância da aplicação do titânio pode-se citar seu emprego a partir de 1968 na indústria aeronáutica como matéria-prima fundamental na fabricação do avião militar Blackbird, Figura 2.67, considerado um dos aviões mais rápidos do mundo, podendo atingir a velocidade de 3500km/h, sendo que este feito só é possível em função das chapas de titânio utilizadas na fuselagem do Blackbird. 59

80 Figura 2.67 Avião Black Bird, cuja fabricação só foi possível devido a utilização de titânio. Fonte: O titânio possui grande afinidade com o oxigênio e por isso passiva-se facilmente com a formação instantânea de um filme de óxidos, mesmo em ambientes com baixas concentrações de oxigênio ou de umidade, sendo que este filme é bem mais resistente e impenetrável do que o filme passivador dos aços inoxidáveis e do alumínio. Por possuir densidade inferior a 4500kg/m 3 e resistência mecânica semelhante aos aços de baixo carbono, o titânio é o material metálico com maior relação resistência mecânica/peso (TELLES, 2003). Tabela Comparação entre as propriedades do Titânio com outros materiais. MATERIAL Densidade [kg/m 3 ] PROPRIEDADES Tensão de escoamento [MPa] Módulo de elasticidade [GPa] Coeficiente de Poisson Aço AISI ,29 Aço Estrutural A ,26 Alumínio ,36 Titânio (Ti-6Al-4V) Fonte: Entretanto, o titânio e suas ligas são tipicamente difíceis de usinar, pois além da excelente resistência mecânica, ele ainda possui como características alta resistência a temperaturas elevadas, baixa condutividade térmica e elevada reatividade química com os materiais empregados nas ferramentas, principalmente porque o próprio titânio está presente na maioria das coberturas de ferramentas na usinagem convencional. Além disso, por possuir um baixo módulo de elasticidade, ocorre uma grande recuperação elástica, que nos processos de usinagem pode provocar danos à superfície usinada e à 60

81 ferramenta, uma vez que a área de contato entre a ferramenta e a superfície usinada passa a ser maior. A liga de titânio empregada neste trabalho será a Ti-6Al-4V que pode ser empregada na fabricação de componentes de uma grande faixa de setores. De acordo com Kitagawa et al. (1997), a velocidade de corte média para a usinagem dessa liga está compreendida entre 30 e 60m/min. As ligas de titânio podem apresentar coeficiente de condutividade térmica até 7 vezes menor do que dos aços carbono. Segundo Guimu et al. (2003), durante o fresamento de ligas de titânio as temperaturas de corte se concentram na aresta de corte da ferramenta, e por este motivo ferramentas com maior condutividade térmicas são preferíveis. A capacidade das ligas de titânio em manter suas propriedades mecânicas em altas temperaturas acaba dificultando a sua usinabilidade, pois acaba interferindo na formação do cavaco, desgaste da ferramenta e outros fatores prejudiciais ao corte do material. Outras características que as ferramentas utilizadas no corte de titânio e suas ligas devem possuir são: alta resistência mecânica, resistência ao choque térmico, dureza e estabilidade química em altas temperaturas, além de resistência aos mecanismos de desgaste. Para o fresamento da liga Ti-6Al-4V as ferramentas mais recomendadas tem sido as de classes K, por apresentarem excelente resistência ao desgaste. Sun, Brandt e Dargusch, (2009) ressaltam que durante a usinagem de ligas de titânio, cavacos segmentados são geralmente formados; alguns pesquisadores associam este fenômeno ao crescimento de fissuras nas superfícies externa do cavaco ou à formação de bandas de cisalhamento adiabático provocadas pelo amolecimento térmico gerado sobre uma superfície endurecida. Ao analisarem o mecanismo de formação do cavaco e as forças de corte durante a usinagem de ligas de titânio, os pesquisadores Sun, Brandt e Dargusch, (2009) associaram a formação segmentada de cavacos com baixas velocidades de corte e altas taxas de deformação. De acordo com Antonialli, Diniz e Pederiva, (2010) as vibrações são comuns nos processos de corte interrompido, como o caso do fresamento. Este efeito é agravado durante a usinagem de ligas de titânio, pois o baixo módulo de elasticidade permite que grandes deformações elásticas ocorram durante o fresamento dessa liga, que acarretam 61

82 em grandes variações na espessura de corte e nas forças de corte geradas. Essa combinação eleva os níveis de vibração altamente prejudiciais para o processo. Segundo Özel et al., (2011) a microusinagem de ligas de titânio também é afetada pelos problemas expostos anteriormente. Portanto, a usinagem de ligas de titânio carece de investigações tanto na escala macro, quanto na micro, para que este processo possa se tornar mais viável economicamente, através do desenvolvimento de novas ferramentas, aprimoramento de métodos de monitoramento, definição dos melhores parâmetro de usinagem, entre outros. 62

83 Capítulo 3 MATERIAIS E MÉTODOS 3.1 Materiais Para realização dos experimentos foi utilizado um centro de usinagem ROMI TM modelo Discovery 560, com potência e rotação máximas de 12,5kW e 10000rpm, respectivamente. Como os experimentos necessitavam de rotações superiores ao limite do centro de usinagem, foi utilizado um cabeçote de ultra precisão e alta rotação da Nakanishi TM modelo HES510, com rotação independente, podendo atingir 50000rpm, comandado por uma unidade de controle da mesma fabricante, modelo E3000C. As ferramentas empregadas nos experimentos foram fresas de topo inteiriças de metal duro com 0,5mm de diâmetro e duas arestas de corte, fabricadas pela Sandivik Coromant TM, código R AE05G 1620, Figura 3.1. Figura 3.1 Dimensões da microfresa utilizada no experimento. Fonte: SANDIVIK (2012). Para monitorar as forças durante o processo de usinagem foi utilizado um dinamômetro da Kistler TM modelo 9272, Figura 3.2, com um amplificador do mesmo fabricante, modelo 5070, conectada a uma placa de aquisição de sinais da National Instruments, modelo PCI-6210E. Os resultados foram analisados e armazenados com o auxilio do software Dyno Wave modelo 2825A

84 (a) Dinamômetro. (b) Amplificador. Figura 3.2 Montagem experimental do dinamômetro. Os sinais de emissão acústica foram coletados e analisados através de um sensor piezelétrico de EA modelo Sensis DM-42, com uma taxa de aquisição de 5000 amostradas por segundo, ligado à placa de aquisição de dados da National Instruments, modelo PCI-6210E. Figura 3.3 Esquema da montagem experimental do sensor de EA. Como corpo de prova foram utilizados pequenos blocos com 13x13x7mm de titânio Ti-6Al-4V, que foram fixados em um dispositivo, Figura 3.4, fabricado especialmente para que o corpo de prova ficasse exatamente no centro do dinamômetro e permitisse a fixação simultânea do sensor de EA. Figura 3.4 Dispositivo para fixação do corpo de prova e do sensor de EA. 64

85 Após a usinagem os blocos foram levados ao microscópio de medição Mitutoyo TM modelo TM-500, Figura 3.5, e com o auxilio do software Motic Image Plus, as rebarbas foram registradas e avaliadas. Figura 3.5 Microscópio utilizado durante analise das rebarbas. Para avaliar as condições do acabamento superficial, além do microscópio, foi utilizado um rugosímetro portátil Mitutyo TM, modelo Surftest SJ Planejamento experimental Os experimentos foram realizados segundo um planejamento fatorial, com o intuito de investigar todas as correlações entre as variáveis de entrada e de saída, permitindo fazer uma análise estatística da influencia de cada fator no processo de microusinagem da liga Ti-6Al-4V. Para análise estatística dos dados coletados foram utilizados os métodos da ANOVA, de Taguchi e o software MINITAB TM. Como foram empregadas 4 variáveis de entrada e 3 réplicas, o planejamento fatorial elaborado foi de 3x2 4, totalizando 48 experimentos. Tabela 3.1 Planejamento experimental com as variáveis de entrada. 65

86 As variáveis de saída foram as rugosidades Ra e Rz, as rebarbas, as forças ao longo dos eixos x, y e z, e os sinais de EA. 3.3 Parâmetros de fresamento Figura 3.6 Variáveis de saída. Os experimentos foram realizados utilizando os parâmetros selecionados em função das informações fornecidas no catálogo do fabricante da ferramenta. Dentro das recomendações da fabricante da ferramenta, foram selecionadas duas velocidades de corte, sendo elas 30 e 70 m/min, para atingir estas velocidades de corte eram necessárias rotações de 19098,6 e 44563,4rpm, respectivamente. No entanto, a unidade de controle do cabeçote de usinagem não permitia a inserção destes valores, sendo assim, as rotações empregadas tiveram que ser de 45000rpm para V c = 70m/min, e de 20000rpm para V c = 30m/min. Com isso, as velocidades de corte iniciais foram alteradas pra 70,7m/min e 31,4m/min. Os valores dos parâmetros utilizados estão apresentados na Tabela 3.2, e foram aplicados nas duas condições da ferramenta, sendo elas, nova e desgastada. Tabela 3.2 Valores dos parâmetros de corte utilizados no experimento. VARIÁVEIS DE ENTRADA VELOCIDADE DE CORTE [m/min] AVANÇO [mm/rot.] PROFUNDIDADE DE CORTE [mm] CONDIÇÃO DA FERRAMENTA A 31,4 0,001 0,025 NOVA B 70,7 0,005 0,050 DESGASTADA A usinagem dos corpos de prova foi realizada com fresamento frontal em cheio, ou seja, aproveitando todo o diâmetro da fresa, logo, a e igual a 0,5mm. Além disso, não foi utilizado fluido de corte para que as condições de corte fossem mais severas. A figura 3.7 demostra duas microfresas utilizadas nos experimentos, sendo uma nova e outra já desgastada. 66

87 (a) (b) Figura 3.7 Microfresa (a) nova e (b) desgastada. 3.4 Procedimento experimental Na mesa do centro de usinagem foi fixado uma base retificada sobre a qual foi montado o dinamômetro de forma que coincidissem os eixos x, y e z do centro de usinagem e do dinamômetro. Em seguida foi montado sobre o dinamômetro o dispositivo de fixação, no qual os corpos de prova foram fixados, Figura 3.8. O sensor de EA foi conectado à lateral do dispositivo de fixação através de um parafuso, tomando o cuidado de aplicar uma fina camada de graxa entre as superfícies de contado do sensor e do dispositivo, conforme a recomendação de Beattie (1983), com a finalidade de aumentar a eficiência da captação dos sinais. Figura 3.8 Montagem do dispositivo de fixação e do dinamômetro. Conforme recomendações dos fabricantes, todos os equipamentos foram ligados, no mínimo, 30 minutos antes da realização dos experimentos, com a finalidade de 67

88 evitar, ou pelo menos reduzir a interferência por conta de vibrações, aquecimento, lubrificação inadequada, etc. Uma fresa de topo com 20mm de diâmetro teve seu referenciamento realizado com o auxilio de um relógio comparador fixado à mesa do centro de usinagem, Figura 3.9a. O referenciamento desta fresa serviu como base para se referenciar a fresa principal com 0,5mm de diâmetro, Figura 3.9b. (a) (b) Figura 3.9 Referenciamento das ferramentas. A fresa de 20mm foi utilizada para pré-usinar a face superior do corpo de prova, Figura 3.10, garantido um controle da profundidade de corte da fresa principal. Uma vez realizada a pré-usinagem, a ferramenta era alterada pelo magazine da máquina e o valor da profundidade de corte era descontado para se iniciar o processo de microusinagem conforme o planejamento, Figura Figura 3.10 Pré-usinagem do corpo de prova. 68

89 Figura 3.11 Processo de microfresamento. Cada corpo de prova foi submetido a 8 passes de microfresamento, respeitando um espaçamento de 1,5mm entre os passes, Figura 3.12, para que a rebarba não fosse afetada pelo passe subsequente. Como as usinagens foram realizadas de modo aleatório, foi necessário marcar os corpos de prova para que fosse possível o reconhecimento dos parâmetros de corte utilizados em cada sulco da peça. Figura 3.72 Dimensões dos corpos de prova, sequência de usinagem e sentido de avanço. Foi utilizada uma frequência de 5kHz para a taxa de aquisição dos sinais. Este valor garantiu que para a rotação máxima utilizada durante os experimentos, que foi igual a rpm, a frequência de aquisição fosse pelo menos 4 vezes superior a frequência das arestas de corte, conforme recomenda Shaw (1984). Os sinais do dinamômetro e do sensor de EA foram gravados, com a devida catalogação, em um computador e posteriormente foram filtrados através da função Wavelet com o auxílio do software MATLAB TM, permitindo assim uma melhor observação dos gráficos. 69

90 A aplicação de análise de Wavelet dos dados deste trabalho se deve a suas vantagens, segundo Kunpeng et al. (2011), a análise por Wavelet tem se tornado de grande interesse para o monitoramento das condições de processos, pois ela apresenta um bom desempenho no processamento de sinais com ruídos e não estacionários; tal como ocorre no microfresamento. A Figura 3.13 representa um sinal de força coletado e a seleção da faixa de valores para tratamento e filtragem. A Figura 3.14 representa os sinais de emissão acústica obtidos durante um dos experimentos, e a faixa de sinais selecionada para tratamento. Para os dois casos, força e EA, a faixa selecionada foi estabelecida em função do período em que a usinagem ocorreu com a espessura de corte igual ao diâmetro da fresa. Nas duas figuras fica evidente o momento em que o processo de usinagem se inicia e termina. Figura 3.8 Seleção da faixa para filtragem do sinal de força. Figura 3.9 Seleção da faixa para filtragem do sinal de EA. 70

91 Após os procedimentos de usinagem e registro dos sinais, os corpos de prova foram levados ao laboratório de metrologia para que fossem colocados no microscópio de medição, Figura 3.15, para que uma análise qualitativa das rebarbas pudesse ser feita, para isso, foram registradas as rebarbas nos pontos de entrada e saída de cada passe, Figura Figura 3.10 Procedimento de análise das rebarbas. (a) Entrada. (b) Saída. Figura 3.11 Exemplos de rebarbas de entrada e de saída de um mesmo entalhe. Feito isso, os corpos de prova foram fixados com uma fita adesiva a um suporte, e o rugosímetro foi colocado sobre uma mesa de coordenadas, permitindo o controle do alinhamento e do deslocamento do mesmo em relação ao corpo de prova, Figura Para que não interferissem no deslocamento do apalpador do rugosímetro, as rebarbas tiveram que ser retiradas com ajuda de uma lima murça. As medições de rugosidade foram feitas no fundo de cada canal, segundo o sentido de avanço da microusinagem, coletando assim, os valores de Ra e Rz. 71

92 Figura 3.12 Medição da rugosidade. 72

93 Interação de Fatores Fatores Principais Capítulo 4 ANÁLISE DOS RESULTADOS Os dados coletados durante os experimentos foram submetidos a um tratamento estatístico através dos métodos da Análise de Variância (ANOVA). Após o tratamento uma análise dos resultados foi realizada, como será demonstrado a seguir. 4.1 Análise da Rugosidade Após a análise estatística dos resultados as Tabelas 4.1 e 4.2 foram geradas para avaliar a influencia de cada parâmetro de controle nas rugosidades Ra e Rz. Tabela 4.1 Análise de Variância para Rugosidade Ra. ANOVA P-valor 0,05 Fatores experimentais Ra Avanço 0,014 Velocidade de Corte 0,584 Profundidade de Corte 0,966 Ferramenta 0,047 Avanço*Velocidade de Corte 0,747 Avanço* Profundidade de Corte 0,740 Avanço* Ferramenta 0,383 Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,421 Velocidade de Corte*Ferramenta 0,113 Profundidade de Corte * Ferramenta 0,035 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,236 Avanço*Velocidade de corte*ferramenta 0,901 Avanço*Afiação*Cobertura 0,808 Velocidade de Corte*Profundidade de Corte*Ferramenta 0,357 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte*Ferramenta 0,051 73

94 Interação de Fatores Fatores Principais Tabela 4.2 Análise de Variância para Rugosidade Rz. ANOVA P-valor 0,05 Fatores experimentais Rz Avanço 0,011 Velocidade de Corte 0,436 Profundidade de Corte 0,886 Ferramenta 0,026 Avanço*Velocidade de Corte 0,803 Avanço* Profundidade de Corte 0,830 Avanço* Ferramenta 0,387 Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,387 Velocidade de Corte*Ferramenta 0,045 Profundidade de Corte * Ferramenta 0,015 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,171 Avanço*Velocidade de corte*ferramenta 0,972 Avanço*Afiação*Cobertura 0,858 Velocidade de Corte*Profundidade de Corte*Ferramenta 0,300 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte*Ferramenta 0,023 O primeiro efeito analisado foi a influência do avanço nos valores da rugosidade. O aumento do avanço, provocou uma tendência de aumento das rugosidades Ra e Rz, como pode ser observado nas Figuras 4.1 e 4.2, demonstrando uma coerência com as pesquisas realizadas por Yun et al. (2011) e Takács, Verö e Mészaros (2003). Através de um estudo da rugosidade por topografia 3D, os pesquisadores Zhang et al (2011), também conseguiram comprovar, em seus experimento de microfresamento da liga comercial Elgiloy TM, que maiores valores de avanço acarretam maiores valores de rugosidade. Figura 4.1 Efeito principal do avanço sobre as rugosidades Ra e Rz. 74

95 Figura 4.2 Valores das rugosidades Ra e Rz em função do efeito do avanço. O efeito prejudicial do aumento do avanço na rugosidade pode ser atribuído ao maior efeito da flexão da ferramenta que, consequentemente, geraram maiores vibrações que acabaram interferindo na qualidade do acabamento superficial. Curiosamente algumas ferramentas desgastadas não apresentaram estas tendências. Vale ressaltar que Yun et al. (2011), comprovaram em seus experimentos que caso a relação entre o raio de ponta da aresta de corte e o avanço não for adequada, baixos valores de avanço podem acarretar em um acabamento superficial com altos valores de rugosidade devido ao efeito ploughing. Este efeito provoca um levantamento de material na região usinada gerando picos após a remoção de material e aumentando os valores de rugosidade. Desse modo, pode-se considerar que o desgaste da ferramenta afetou a relação entre o raio de ponta e o avanço, modificando a geometria de corte e influenciando os efeitos dos demais parâmetros de entrada. Denkena et al. (2006), em seus experimentos com microfresamento de alumínio detectaram que o desgaste da ferramenta não influenciou na rugosidade, de forma significativa, diferentemente do que ocorreu neste trabalho onde observou-se um efeito significativo do desgaste da ferramenta sobre a rugosidade da superfície usinada. Porém, ao contrário do que se imaginava inicialmente, os resultados demonstraram que as ferramentas desgastadas produziram valores de rugosidade menores do que as ferramentas novas, Figura

96 Figura 4.3 Efeito da condição da ferramenta sobre as rugosidades Ra e Rz. Figura 4.4 Valores das rugosidades Ra e Rz em função da condição da ferramenta. Também foram observadas interações entre a condição da ferramenta e a profundidade de corte (a p ), Figura 4.5, com efeito sobre os valores de Ra, e entre a condição da ferramenta e a v c, Figura 4.6, como efeito sobre os valores de Rz. Sendo que as rugosidades apresentaram menores valores quando se utilizou ferramentas desgastadas com menor a p e maiores v c. 76

97 Figura 4.5 Interação entre os parâmetros de a p e condição da ferramenta. Figura 4.6 Interação entre os parâmetros de v c e condição da ferramenta. Uma observação importante é que, apesar de obter valores de rugosidade mais baixos, não se pode concluir que as ferramentas desgastadas produzam peças com melhor acabamento, isto pode ser observado na Figura 4.7. Na Figura 4.7a, a rugosidade Ra do canal usinado por uma ferramenta nova foi igual a 3,33μm, já a Figura 4.7b a rugosidade Ra do canal usinado com uma ferramenta desgastada foi igual a 1,91μm. No entanto, ficou evidente que a peça usinada com uma ferramenta nova apresenta melhor qualidade de corte e acabamento superficial. Esse fato foi ainda mais evidente na análise das rebarbas. 77

98 (a) (b) Figura 4.7 Peça usinada com ferramenta (a) nova e (b) desgastada. Além disso, quanto maior o desgaste da ferramenta, maior será a diferença entre a dimensão efetiva e a dimensão nominal da peça, ou seja, por mais que a ferramenta desgastada crie uma superfície menos rugosa e com menor número de imperfeições, a ferramenta acabará gerando também uma geometria fora do padrão desejado, conforme observado na Figura 4.8. Dependendo da escala do produto e/ou das margens das tolerâncias geométricas e dimensionais, o desgaste da ferramenta poderá acarretar a necessidade de nova usinagem para aproximar a peça das dimensões e geometrias adequadas e exigidas em projeto, o que para o microfresamento é praticamente inviável. Figura 4.8 Efeito do desgaste da ferramenta na tolerância geométrica. Apesar de não ter sido estatisticamente significativo, ao avaliar a influência da velocidade de corte na rugosidade do canal usinado, constatou-se que em 63% dos experimentos apresentaram menores valores de rugosidade quando usinados com a maior velocidade de corte. Sooraj e Mathew (2011) ao realizarem experimentos com microusinagem de Latão evidenciaram o efeito do aumento da velocidade de corte na redução dos valores da rugosidade. Portanto, observa-se uma tendência de melhoria do acabamento de materiais não ferrosos quando utilizadas velocidades de corte mais altas. 78

99 4.2 Análise das Rebarbas Analisando as imagens obtidas no microscópio ficou nítida a influência negativa do desgaste da ferramenta sobre as rebarbas, principalmente nas rebarbas de topo. A Figura 4.9 demonstra claramente a alteração nas rebarbas de topo que, para a ferramenta nova foi do tipo borda de fuga, e para a ferramenta desgastada foi do tipo onda. Percebe-se também que a intensidade sofreu um acréscimo significativo. (a) Ferramenta nova. (b) Ferramenta desgastada. Figura 4.9 Variação das rebarbas de topo em função do desgaste das ferramentas. As rebarbas de entrada e de saída também foram afetadas pelo desgaste da ferramenta, na Figura 4.10 pode-se observar que a rebarba de saída foi praticamente insignificante quando ferramentas novas foram utilizadas, enquanto a utilização de ferramentas desgastadas provocou grande aumento da rebarba tipo faca. Figura 4.10 Variação das rebarbas de saída em função do desgaste das ferramentas. 79

100 Também foram registradas imagens do perfil do corpo de prova, considerando a entrada e a saída da ferramenta do corpo de prova. A Figura 4.11 demonstra esses perfis de um canal usinado com uma ferramenta nova que apresentou pequenas rebarbas podendo ser classificadas entre os tipos faca e enrolada. Figura 4.11 Perfis das rebarbas de topo na entrada e saída da peça com uma ferramenta nova. A Figura 4.12 mostra que uso de uma ferramenta desgastada alterou bruscamente o tipo e a intensidade das rebarbas. Figura 4.12 Perfis das rebarbas de topo na entrada e saída da peça com uma ferramenta desgastada. Apesar de Aramacharoen e Mativenga (2009) afirmarem que a velocidade de avanço e a profundidade de corte são fatores influentes na formação de rebarbas, não foi possível, neste trabalho, detectar variações das rebarbas em função destes parâmetros. 80

101 4.3 Análise das Forças de Usinagem Com o processamento dos sinais de força utilizando a transformada de Wavelet foi possível separar as forças e filtrar os sinais ao longo dos eixos x, y e z. Deste modo, a partir de um sinal de força bruto, como apresentado na Figura 4.13, pôde-se obter um gráfico com os sinais de forças separados em função do tempo. A figura 4.14 demonstra os sinais de força F x, F y e F z, obtidos durante o experimento utilizando uma fresa nova com avanço de 0,001mm/rot, velocidade de corte igual a 31,4m/min e 0,05mm de profundidade de corte. Figura 4.13 Exemplo de sinais de forças obtidos nos experimentos. No experimento da Figura 4.13, a rotação utilizada para obter a velocidade de corte desejada foi de rpm, logo, os sinais obtidos em um período de 0,003s representam as componentes das forças ortogonais geradas por uma volta completa da fresa. Isso fica mais fácil de identificar separando um dos sinais, Figura 4.14, assim pode-se observar a atuação das arestas de corte da microfresa utilizada. As microfresas possuíam duas arestas de corte, portanto, a diferença entre os picos de forças é de 0,0015s. Nos experimentos que utilizaram a maior rotação, equivalente a rpm, a diferença entre os picos de força foi igual a 6,67x10-4 s. 81

102 Figura 4.14 Sinais de F x com identificação das arestas de corte e do intervalo de rotação. No gráfico da Figura 4.14 nota-se que a aresta 1 atinge maiores valores de força do que a aresta 2, este fato foi observado na maioria dos experimentos, sobretudo nas ferramentas novas, de acordo com Yun et al (2011), este fato se deve à excentricidade das fresas. Analisando o mesmo gráfico para parâmetros de corte mais severos, Figura 4.15, e com a microfresa já desgastada, observa-se que não mais existe um padrão entre as forças de uma aresta em relação à outra, provavelmente isto se deve às mudanças na aresta de corte em função dos desgastes, afetando os ângulos de corte, a remoção de cavaco, deformação e corte do material usinado, entre outros. Figura 4.15 Exemplo de gráfico de força Fx para uma fresa já desgastada. As forças F x e F y foram registradas de forma a representarem as componentes da força radial de corte e apresentaram valores próximos, porém, a força F y, por se tratar da força direcionada no eixo de movimento de avanço, apresentou os maiores valores m. O valor de F z representa a força axial, ao longo do eixo da microfresa, e foi a força que apresentou os menores valores, no entanto, apesar das forças na direção z 82

103 exibirem menor intensidade elas apresentaram grande aleatoriedade em função da posição das arestas de corte, Figura O microfresamento adotado neste trabalho foi do tipo frontal com espessura de corte igual ao diâmetro da fresa de topo utilizada, logo a cada volta a aresta de corte entrava em contato com a peça provocando apenas o esmagamento inicial do material e, gradualmente, a espessura do cavaco aumentava até atingir um valor máximo, conforme foi representado na Figura Deste modo, considerando a direção dos eixos x e y utilizados, e a posição em que a maior espessura de cavaco ocorre, foi possível estimar a posição da aresta de corte nos momentos em que ocorreram os picos de forças F x e F y. Esta estimativa foi possível através de uma comparação entre os gráficos das duas forças radiais, Figura Figura 4.16 Intervalo entre os picos de F x e F y para uma mesma aresta de corte. O gráfico da Figura 4.16 foi obtido de um experimento utilizando uma rotação de rpm, portanto o intervalo de 0,0006s representa uma diferença de 72, considerado-se que a força F x atingiu seu ápice quando a aresta de corte estava na posição 90. Assim, conclui-se que para F y seu ponto máximo fica localizado a 18 do início do corte, Figura

104 (a) (b) Figura 4.17 Posição da aresta de corte no momento do pico de força (a) F x e (b) F y. Como foi abordado na revisão bibliográfica uma das características do efeito escala é influencia do raio da aresta de corte na remoção do material. Dessa forma, uma das metodologias para reduzir este efeito é através do ajuste do parâmetro de avanço, pois com um avanço adequado surge a condição de uma espessura mínima de corte e, consequentemente ocorrerá a formação e remoção do cavaco não deformado. Kim, Mayor e Ni (2004), concluíram em seus experimentos que a microfresa pode girar por várias vezes sem remover qualquer material, principalmente quando o avanço por dente for menor que a espessura mínima de corte. Este efeito foi observado na análise das forças de corte obtidas nos experimentos realizados para este trabalho, principalmente em relação as forças F y. A Figura 4.18 mostra um comportamento oscilatório dos sinais de força F y durante o fresamento utilizando uma fresa nova com v c = 31,4m/min, a p = 0,05mm e f = 0,001mm/rot. Figura 4.18 Representação do comportamento oscilatório dos sinais de força F y com avanço de 0,001mm/rot. 84

105 Interação de Fatores Fatores Principais Na Figura 4.19 é demonstrado o mesmo comportamento oscilatório dos sinais de força F y onde somente o valor do avanço foi alterado para 0,005mm/rot, a alteração do avanço acarretou em uma menor amplitude e uma maior frequência da oscilação, este resultado é condizente com os relatos de Kim et al. (2004), pois aumentando o avanço a espessura mínima de corte é atingida, reduzindo o efeito da recuperação elástica. Figura 4.19 Representação do comportamento oscilatório dos sinais de força F y com avanço de 0,005mm/rot. Após a análise estatística dos resultados as Tabelas 4.3, 4.4 e 4.5 foram geradas para avaliar a influencia de cada parâmetro de entrada nas forças F x, F y e F z. Tabela 4.3 Análise de Variância para F x. ANOVA Fatores experimentais P-valor 0,05 Avanço 0,024 Velocidade de Corte 0,357 Profundidade de Corte 0,606 Ferramenta 0,019 Avanço*Velocidade de Corte 0,209 Avanço* Profundidade de Corte 0,437 Avanço* Ferramenta 0,079 Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,377 Velocidade de Corte*Ferramenta 0,281 Profundidade de Corte * Ferramenta 0,360 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,418 Avanço*Velocidade de corte*ferramenta 0,298 Avanço*Afiação*Cobertura 0,371 Velocidade de Corte*Profundidade de Corte*Ferramenta 0,234 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte*Ferramenta 0,360 F x 85

106 Interação de Fatores Fatores Principais Interação de Fatores Fatores Principais Tabela 4.4 Análise de Variância para F y. ANOVA Fatores experimentais P-valor 0,05 Avanço 0,029 Velocidade de Corte 0,901 Profundidade de Corte 0,348 Ferramenta 0,01 Avanço*Velocidade de Corte 0,668 Avanço* Profundidade de Corte 0,632 Avanço* Ferramenta 0,057 Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,396 Velocidade de Corte*Ferramenta 0,946 Profundidade de Corte * Ferramenta 0,840 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,366 Avanço*Velocidade de corte*ferramenta 0,592 Avanço*Afiação*Cobertura 1,000 Velocidade de Corte*Profundidade de Corte*Ferramenta 0,661 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte*Ferramenta 0,369 F y Tabela 4.5 Análise de Variância para F z. ANOVA Fatores experimentais P-valor 0,05 Avanço 0,144 Velocidade de Corte 0,387 Profundidade de Corte 0,937 Ferramenta 0,032 Avanço*Velocidade de Corte 0,811 Avanço* Profundidade de Corte 0,579 Avanço* Ferramenta 0,023 Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,937 Velocidade de Corte*Ferramenta 0,387 Profundidade de Corte * Ferramenta 0,811 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte 0,309 Avanço*Velocidade de corte*ferramenta 0,387 Avanço*Afiação*Cobertura 0,811 Velocidade de Corte*Profundidade de Corte*Ferramenta 0,477 Avanço*Velocidade de Corte* Profundidade de Corte*Ferramenta 0,691 F z Como o previsto, em função da análise do comportamento dos sinais de força, o avanço apresentou influencia significativa nas forças ao longo dos eixos x e y, referentes 86

107 às forças tangenciais. Também foi comprovado que o avanço não interferiu de modo significativo nas variações dos sinais da força axial F z. Figura 4.20 Efeito do avanço sobre as forças F x e F y. Como o previsto, o desgaste das fresas influenciaram nas intensidades das forças, sendo que as forças de usinagem aumentaram proporcionalmente com o desgaste da ferramenta. As Figuras 4.21 e 4.22 mostram os gráficos de efeito do desgaste nas forças F x, F y e F z. Figura 4.21 Efeito do desgaste da ferramenta sobre as forças F x e F y. 87

108 Figura 4.22 Efeito do desgaste da ferramenta sobre a força F z. Com o desgaste da ferramenta, a geometria da aresta de corte sofreu alterações reduzindo o desempenho no corte do material, isto provocou um aumento significativo das forças F x e F y. Observa-se que o efeito do desgaste na força F z também foi perceptível, porém, com menor amplitude devido à baixa intensidade das forças axiais. Provavelmente, os valores negativos para F z ocorreram devido à combinação do formato espiral da aresta de corte com o tipo de fresamento utilizado no experimento. A Figura 4.23 demonstra melhor o efeito desta combinação, nela pode-se observar uma aresta de corte nova iniciando a usinagem do material, para realizar tal feito a microfresa exerce uma força F R sobre a peça, esta força pode ser decomposta em suas componentes F y e F z, logo a componente de F z atua no sentido negativo do eixo z do dinamômetro. Figura 4.23 Força de reação em uma aresta nova. 88