Influência do quebra-cavaco na dinâmica do torneamento do aço ABNT 1045

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1 PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA Robson Bruno Dutra Pereira Influência do quebra-cavaco na dinâmica do torneamento do aço ABNT 1045 São João Del Rei, 2011

2 Robson Bruno Dutra Pereira Influência do quebra-cavaco na dinâmica do torneamento do aço ABNT 1045 Dissertação apresentada ao Programa de Pós- Graduação em Engenharia Mecânica 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. Durval Uchôas Braga São João Del Rei, 2011

3 3 FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA F884p Pereira, Robson Bruno Dutra Influência do quebra-cavaco no processo de torneamento do Aço ABNT 1045 / Robson Bruno Dutra Pereira São João del Rei, MG Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôs Braga Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de São João del-rei, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica. 1. Quebra-cavacos. 2. Formação de cavacos. 3. Corte ortogonal. 4. Forças de corte. 5. rugosidade superficial. I.,. II. Universidade Federal de São João del Rei. III. Título Titulo em Inglês: Chip-breaker influence on turning dinamics of AISI 1045 stell Palavras-chave em Inglês: Chip-breaker, chip formation, orthogonal cutting, cutting forces, surface roughness Área de concentração: Processos de fabricação Titulação: Mestrado Banca examinadora: Dr. Durval Uchôas Braga, Dr. João Roberto Ferreira, Dra. Daniela Carine Ramires de Oliveira Data da defesa: 03/03/2011 Programa de Pós-Graduação: Programa de pós-graduação em Engenharia Mecânica PPMEC/UFSJ

4 4 PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO Influência do quebra-cavaco na dinâmica do torneamento do aço ABNT 1045 Autor: Robson Bruno Dutra Pereira Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga, Presidente Universidade Federal de São João del-rei Prof. Dr. João Roberto Ferreira Universidade Federal de Itajubá Prof. Dra. Daniela Carine Ramires de Oliveira Universidade Federal de São João del-rei São João del-rei, 03 de março de 2011

5 5 Dedico este trabalho a Deus princípio e fim de todas as coisas, aos meus pais Walter e Maria e aos meus irmãos Ronilson e Sara por serem essenciais em minha vida.

6 6 Agradecimentos Primeiramente a Deus pelo dom da vida e por todas as bênçãos alcançadas neste tempo em São João Del-Rei. Obrigado pela graça de aprender muito de Ti, das pessoas e ver que ainda há muito a ser feito. Agradeço a todos que contribuíram de forma direta para realização deste trabalho. Ao professor Dr. Durval, orientador desta dissertação, pela confiança depositada, pelos ensinamentos, pela paciência e, principalmente, pela oportunidade de engajar no programa de mestrado PPMEC/UFSJ e no GRUFAB conduzindo um trabalho experimental com ótimas condições. Obrigado por acreditar no meu trabalho. Ao professor Dr. Frederico pelo apoio na condução do trabalho, principalmente no planejamento experimental e análise de resultados. À professora Dra. Daniela pela orientação no estágio de docência, pelo apoio no planejamento experimental e análise de resultados. Ao professor Dr. Marcos pelas dicas. Aos dois pela amizade. À Fapemig pelo financiamento do projeto e pela bolsa de mestrado. Aos amigos de mestrado Sávio, Caique, Alessandra, José Sebastião, Francianne e todos os demais mestrandos pela amizade e pelas sugestões que muito contribuíram neste trabalho. A todos os professores docentes do PPMEC/UFSJ pelos ensinamentos, incentivo, amizade e sugestões. Ao técnico Camilo pelo auxílio na condução nos ensaios, fabricação dos dispositivos e adaptações necessárias a montagem do set-up experimental. Ao acadêmico Sérgio pelo apoio no projeto do quick-stop juntamente com o Camilo e prof. Durval. À Sandvik pela doação dos insertos de torneamento utilizados neste trabalho. Agradeço a todos que contribuíram de forma indireta, sendo presentes neste tempo e complementando minha formação profissional, espiritual e humana.

7 7 Aos meus pais Walter e Maria pelo apoio incondicional, incentivo, carinho, orações, conselhos e principalmente pela lição de vida. Vocês são meus primeiros mestres. Ao meu irmão Ronilson pelo apoio, amizade, carinho, conselhos e por compreender minha ausência. À minha irmã Sara pela amizade, presença constante, carinho e por este tempo em São João Del-Rei. Aos amigos (irmãos em Cristo) que conviveram comigo e fizeram a diferença neste tempo. A todos os membros do MUR São João Del-Rei, GPP João Paulo II, Rep. Confinados e Rep. Sem nome pela amizade, por serem minha família durante este tempo e pelo apoio na caminhada.

8 8 Pois meu povo se perde por falta de conhecimento (Os 4,6).

9 9 Resumo A Geometria do quebra-cavaco apresenta grande influência na usinagem dos metais, especificamente no processo de formação, fluxo, curvatura e quebra do cavaco, de forma que os esforços de corte gerados, qualidade superficial obtida e desgaste e vida da ferramenta podem variar significativamente. A aplicação do quebra-cavaco tem como principal objetivo a fratura periódica do cavaco. Porém, com a ampla gama de insertos disponíveis no mercado é difícil aplicá-los de maneira eficiente segundo as condições de corte utilizadas e o material usinado. Por conseguinte, este trabalho tem o intuito de investigar a influência do quebra-cavaco no processo de torneamento do aço ABNT Foi realizada uma extensa revisão bibliográfica contendo os diversos aspectos relacionados à usinagem com quebra-cavacos. Foram realizados experimentos de corte oblíquo para avaliar a influência do tipo de quebra-cavaco, do avanço e da velocidade de corte nas componentes da força ativa e nos parâmetros de rugosidade através de um planejamento estatístico fatorial. Os tipos de cavaco obtidos também foram avaliados segundo o quebra-cavaco utilizado e as condições de corte. Também foram realizados ensaios de corte ortogonal com parada rápida utilizando um dispositivo de parada rápido projetado para este propósito. Os quebra-cavacos testados apresentaram diferenças estatisticamente significativas entre si em relação a todas as variáveis de resposta avaliadas, interagindo com os níveis das condições de corte estudados. Os quebra-cavacos que se comportaram melhor em relação aos esforços de corte e rugosidade foram destacados nos níveis das condições de corte avaliados. As raízes dos cavacos obtidas com os diferentes tipos de quebra-cavacos avaliados apresentaram diferenças consideráveis em relação aos aspetos metalúrgicos observados. Palavras Chave: Quebra-Cavacos, Formação de cavacos, corte ortogonal, forças de corte, rugosidade superficial

10 10 Abstract Chip-breaker geometries presents significant influence on machining process, specifically on chip formation, flow, curling and breaking, varying the cutting forces, surface roughness and tool life obtained. In addition to it, the chip-breaker plays an important role on chip control. However, with the wide range of chip-breakers profiles available on market, it is difficult to choose the correct one according to the cutting conditions and work material applied. Therefore, the aim of this work is to investigate the chip-breaker influence on turning process of ANBT/AISI 1045 steel. It includes an extensive bibliographic review presenting several aspects related with machining on chip-breaker presence. Oblique cutting tests were made to evaluate chip-breaker, feed and cutting velocity influence on measured cutting forces and roughness parameters through a statistical factorial design. Chip forms obtained were assessed according chip-breaker type and cutting conditions. Orthogonal cutting tests were performed with a quick-stop device designed with this purpose. The chip-breakers types tested presented statistically significant differences on the assessed response variables interacting with the cutting condition levels investigated. The chip-breaker types which had a better performance on cutting forces and roughness results were highlighted. Chip roots obtained with different chip-breakers showed considerable differences in relation with metallurgical aspects observed. Key Words: Chip-breaker, chip formation, orthogonal cutting, cutting forces, surface roughness

11 11 Lista de Ilustrações Figura Grandezas do processo de usinagem por torneamento Figura Ferramenta monocortante Figura Planos dos sistemas de referência da ferramenta Figura Ângulos da ferramenta monocortante (ABNT/NBR 6163, 1989) Figura Corte ortogonal no torneamento (IQBAL et. al., 2009) Figura Exemplos de corte ortogonal (FERRARESI, 1977) Figura Diagrama do processo de corte (TRENT e WRIGHT, 2000) Figura Padrões cíclicos da força de corte. vc = 100 m/min., k = 46 W/m deg.k, material= aço ABNT 1045, Inserto TNMG (BALAJI et al., 1999) Figura Cavaco contínuo (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) Figura Cavaco contínuo com APC (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) Figura Cavaco descontínuo (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) Figura Formas de cavaco produzidos na usinagem dos metais (ISO, 1993 apud MACHADO, et al. 2009) Figura Classificação dos padrões de cavacos (INFOS apud KIM et. al., 2009).. 36 Figura Formatos de quebra-cavaco comerciais (adaptado de KIM et al., 2009). 38 Figura Exemplo de diagrama de cavacos (adaptado de WANG et al. 2007) Figura Tipos de quebra-cavaco: (a) tipo cratera; (b) tipo anteparo postiço; e (c) tipo anteparo integral (adaptado de BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) Figura Diferentes geometrias de insertos usados na usinagem. (a) inserto com quebra cavacos tipo cratera; (b) inserto com superfície de saída lisa; (c) inserto com contato restrito (ARSECULARATNE, 2004) Figura Ferramenta de corte com contato restrito (JAWAHIR, 1988) Figura Parâmetros geométricos do quebra-cavacos tipo cratera Figura Fluxo lateral e inverso do cavaco (a) fotografia; (b) representação esquemática (Adaptado de Jawahir et. al., 1995) Figura Direção de fluxo lateral do cavaco (adaptado de SEAH et. al., 1996) Figura Parâmetros equivalentes (adaptado de SEAH et. al., 1996) Figura Área da seção transversal de corte considerando o raio de ponta Figura Área da superfície de contato restrito na zona de contato Figura Seção transversal de corte do quebra-cavacos (adaptado de CHOI e LEE, 2001) Figura Ilustração esquemática dos modos de curvatura do cavaco: (a) vertical; (b) lateral (GHOSH et. al.,1996 apud Balaji et. al., 2006) Figura Diferentes formas de fluxo e curvatura do cavaco: (a) alta curvatura lateral a baixas profundidades de corte; (b) alta curvatura vertical a altas profundidades de corte (Ghosh et. al., 1994 apud EE et. al., 2003) Figura Curvatura lateral (EE et. al., 2003) Figura Influencia da variação da velocidade do cavaco no fluxo lateral (Zhou, 2001)... 53

12 Figura Raio de curvatura vertical do cavaco (adaptado de CHOI e LEE, 2001).. 54 Figura Raio de curvatura do cavaco. (a) antes da quebra e (b) depois da quebra do cavaco (adaptado de LEE, et. al., 2006) Figura Modos de quebra do cavaco no torneamento (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) Figura Quebra do cavaco através do contato com a superfície de folga (flanco) da ferramenta (CHAWLA, 2005) Figura Forças de usinagem para o torneamento oblíquo (FERRARESI, 1977) Figura Diagrama condensado de forças para o corte ortogonal (MERCHANT, 1945) Figura Superfície livre do cavaco com uma transição progressiva IJ (MOLINARI e MOUFKI, 2008) Figura Variação dos parâmetros de corte devido ao raio de ponta (REDETZKY et. al., 1999 apud EE et. al., 2003) Figura Parâmetros de desgaste em uma ferramenta com quebra-cavacos (JAWAHIR et. al., 1995 apud EE et al., 2002) Figura Visualização geométrica das forças (EE et al., 2002) Figura Relação entre a distribuição de forças e o padrão de desgaste (EE et. al., 2002) Figura Classificação da integridade superficial (adaptado de MACHADO et al., 2009) Figura Perfil teórico de rugosidade obtida no torneamento (adaptado de DINIZ, 2008 e BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) Figura Dispositivo de parada rápida por massa acelerada (LUCAS e WEINGAERTNER, 2004) Figura Raiz do cavaco do ferro fundido nodular ferrítico GGG 42 (LUCAS e WEINGAERTNER, 2004) Figura Fotomicrografia mostrando a deformação dos cristais nos cavacos: (a) x rpm, mm/rev, γ 0 = 20 ; (b) x rpm, mm/rev, γ 0 = 15 (CHERN, 2005) Figura 3.1- Centro de torneamento Romi GL 240M Figura Equipamentos para monitoramento das componentes das forças de usinagem. (a) Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A; (c) software kistler DynoWare Figura (a) Rugosímetro surftest SJ-400 Mitutoyo; (b) microscópio Mitutoyo TM-500 com câmera Moticam Figura Dispositivo de parada rápida. (a) Desenho esquemático (b) Dispositivo montado Figura Dispositivo de parada rápida. (a) Dispositivo antes do acionameto. (b) Dispositivo acionado Figura Conjunto porta-ferramenta e dinamômetro montados na torre do centro de usinagem

13 Figura Geometria dos quebra-cavacos e classe de metal duro dos insertos utilizados nos ensaios Figura Especificação dos corpos de prova de corte oblíquo Figura Especificação dos corpos de prova de corte ortogonal Figura (a) Ajuste do ângulo de saída (γ 0 ) e do ângulo de folga (α 0 ). (b) Ajuste do ângulo de posição da aresta de corte (χ R ) Figura Valores médios de F c obtidos em função de f, v c e QC Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC e f na resposta F c (f na abscissa) Figura Gráfico de interação entre as variáveis f e QC na resposta F c (QC na abscissa) Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC e v c na resposta F c Figura Gráfico de interação entre as variáveis v c e QC na resposta F c Figura Superfícies de resposta de F c em função de f e v c para os quatro níveis de QC Figura Valores médios de F f obtidos em função de f, v c e QC Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC, f e v c na resposta F f (f na abscissa) Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC, f e v c na resposta F f (QC na abscissa) Figura Superfícies de resposta de F f em função de f e v c para os quatro níveis de QC Figura Valores médios de R z obtidos em função de f, v c e QC Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC, f e v c na resposta F f (f na abscissa) Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC, f e v c na resposta R z (QC na abscissa) Figura Superfícies de resposta de R z em função de f e v c para os quatro níveis de QC Figura Valores médios de R a obtidos em função de f, v c e QC Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC, f e v c na resposta R a (f na abscissa) Figura Gráfico de interação entre as variáveis QC, f e v c na resposta R a (QM na abscissa) Figura Superfícies de resposta de R a em função de f e v c para os quatro níveis de QC Figura Diagrama de cavacos obtidos nos ensaios Figura Classificação das formas de cavacos obtidas (indesejáveis em itálico). 113 Figura Relação entre o R l e as condições de corte para o inserto KR Figura (a) Cavacos com alta curvatura lateral (b)medição do raio de curvatura lateral (inserto KR; f = 0,32mm/rot; v c = 310m/min) Figura Relação entre c n e as condições de corte f e v c

14 Figura Corpo de prova de parada rápida após usinagem contendo a raiz do cavaco conservada Figura Fotomicrografias das raízes dos cavacos obtidas Figura Direção do plano de cisalhamento AB (inserto QM, f =0,24mm/rot; aumento de 50x) Figura Zona de fluxo. (a) Inserto PM, f =0,16mm/rot; (b) inserto KR, f =0,24mm/rot; aumento de 100x Figura Raiz do cavaco em uma ferramenta com contato restrito. (a) representação esquemática; (b) micrografia (inserto PM, f =0,32)

15 15 Lista de Tabelas Tabela Fatores de controle adotados para os experimentos de corte oblíquo Tabela Valores corrigidos dos ângulos de saída dos insertos utilizados Tabela Variáveis de resposta estudadas nos experimentos de corte oblíquo Tabela Matriz dos ensaios de corte oblíquo realizados Tabela Análise de variância (ANOVA) Tabela Fatores de controle adotados para os experimentos de corte ortogonal.. 86 Tabela Valores corrigidos dos ângulos de saída dos insertos utilizados Tabela 4.1- ANOVA para F c Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de Fc. Desdobramento de QC na interação entre QC e f Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de F c. Desdobramento de f na interação entre QC e f Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de F c. Desdobramento de QC em cada nível de v c Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de F c. Desdobramento de v c em cada nível de QC Tabela ANOVA para F f Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de F f. Desdobramento de QC na interação entre f, v c e QC Tabela Teste de Scott-Knott para F f. Desdobramento de f na interação QC, f e v c Tabela Teste de Scott-Knott para F f. Desdobramento de v c na interação f, v c e QC Tabela ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima R z Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de R z. Desdobramento de QC na interação entre QC, f e v c Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de R z. Desdobramento de f na interação entre QC, f e v c Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de R z. Desdobramento de v c na interação entre QC, f e v c Tabela ANOVA do parâmetro de rugosidade média R a Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de R a. Desdobramento de QC na interação entre QC, f e v c Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de R a. Desdobramento de f na interação entre QC, f e v c Tabela Teste de Scott-Knott para comparações de médias de R a. Desdobramento de v c na interação entre QC, f e v c

16 16 Lista de Abreviaturas e Siglas Letras Latinas a p - Profundidade de corte [mm] b - largura de corte [mm] b (eq) - largura de corte equivalente [mm] c - comprimento de contato restrito [mm] c (eq) - comprimento de contato restrito [mm] c n - comprimento de contato natural [mm] f - avanço [mm/rot] h - espessura de corte [mm] h (eq) - espessura de corte equivalente [mm] h - espessura do cavaco [mm] h c - profundidade da cratera [mm] h p - altura da parede da cratera [mm] l c - largura da cratera [mm] v c - velocidade de corte [m/min] v cav - velocidade do cavaco [m/min] v f - velocidade de avanço [mm/min] A L - área da superfície de contato restrito na zona de contato [mm²] A t - Área da seção transversal de corte [mm²] A α - superfície de folga principal A α - superfície de folga secundária A γ - superfície de saída BL - comprimento do desgaste na parede da cratera [μm] BW - largura do desgaste na parede da cratera [μm] F c - Força de corte [N] F cr - Força na superfície de contato restrito [N]

17 17 F f - Força de avanço [N] F P - Força passiva [N] F pc - Força na parede da cratera [N] F s - Força na aresta [N] F TR - Força ativa [N] F U - Força de usinagem [N] N - desgaste do raio de ponta NL 1 - comprimento da trinca na aresta principal [μm] NW 1 - largura da trinca na aresta principal de corte [μm] NL 2 - comprimento da trinca na aresta secundária [μm] NW 2 - largura da trinca na aresta secundária [μm] K s - pressão específica de corte [N/mm²] K s0 - Força específica de corte [N/mm²] KT - profundidade do desgaste na parede da cratera [μm] P f - Plano de trabalho P n - Plano normal a aresta de corte P p - Plano dorsal da ferramenta P r - Plano de referência da ferramenta P s - Plano de corte R a - Rugosidade média [μm] R c - grau de recalque [-] R l - raio de curvatura lateral [mm] R t - Rugosidade total [μm] R tt - Rugosidade total teórica [mm] R v - raio de curvatura vertical [mm] R v(eq) - raio de curvatura vertical equivalente [mm] R z - Rugosidade máxima [μm] R 0 - raio de curvatura do cavaco antes da quebra [mm] R 1 - raio de curvatura depois da quebra [mm]

18 18 SW - largura do desgaste na região de saída do cavaco [μm] SD - profundidade do desgaste na região de saída do cavaco [μm] VB - desgaste de flanco [μm] Letras Gregas β n - ângulo de cunha normal [ ] γ n - Ângulo de saída normal [ ] γ 0 - Ângulo de saída ortogonal (ou secundário) [ ] γ 0(eq) - Ângulo de saída secundário equivalente [ ] γ 1 - Ângulo de saída primário [ ] γ 1(eq) - Ângulo de saída primário equivalente [ ] ε - tensão de fratura do cavaco ε f - tensão de fratura do material do cavaco ε R - ângulo de ponta da ferramenta [ ] λ s - ângulo de inclinação da aresta de corte [ ] ρ - ângulo de atrito entre a interface cavaco/ferramenta [ ] σ z - tensão normal [N/mm²] τ z - tensão de cisalhamento [N/mm²] ϕ - ângulo de cisalhamento [ ] ϕ M - ângulo de cisalhamento de Merchant [ ] ϕ MM - ângulo de cisalhamento de Merchant modificado [ ] χ R - Ângulo de posição da aresta principal de corte [ ] χ R - Ângulo de posição da aresta secundária de corte [ ] ψ i - ângulo de fluxo inverso [ ] ψ i(eq) - ângulo de fluxo inverso equivalente [ ] ψ l - ângulo de fluxo lateral [ ] Siglas ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas GRUFAB - Grupo de Pesquisa em Processos de Fabricação

19 19 SUMÁRIO CAPÍTULO INTRODUÇÃO CAPÍTULO REVISÃO DA LITERATURA Operação de torneamento Geometria básica da ferramenta monocortante Corte ortogonal O processo de formação de cavacos Classificação dos Cavacos Quebra-Cavacos Tipos de insertos de corte e quebra-cavacos Parâmetros geométricos principais do quebra-cavacos tipo cratera Fluxo do cavaco Fluxo lateral do cavaco Fluxo inverso do cavaco Curvatura do cavaco Curvatura lateral do cavaco Curvatura vertical do cavaco Quebra do cavaco Forças de usinagem Forças no corte oblíquo Forças no corte ortogonal Modelo de forças para ferramentas com raio de ponta Modelos de forças para ferramentas com quebra-cavacos Integridade superficial Rugosidade Aspectos metalúrgicos do processo de corte Dispositivos de parada rápida Análise da raiz do cavaco CAPÍTULO PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL Materiais e equipamentos Equipamentos Ferramentas de corte Corpos de prova Planejamento Experimental dos ensaios de corte oblíquo Parâmetros constantes Variáveis de controle Variáveis de resposta... 79

20 Planejamento estatístico Planejamento dos ensaios de corte ortogonal Parâmetros constantes Variáveis de controle Variáveis de resposta CAPÍTULO RESULTADOS E DISCUSSÃO Experimentos de corte oblíquo Análise das forças de usinagem Análise dos parâmetros de rugosidade Fluxo, curvatura e quebra do Cavaco Experimentos de corte ortogonal CAPÍTULO CONCLUSÕES CAPÍTULO SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS Referências ANEXO A Teste de Scott-Knott

21 21 CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO Nos últimos anos, inúmeros insertos para usinagem têm sido introduzidos no mercado, os quais apresentam diferentes especificações de formato geométrico de quebra-cavacos. O objetivo dos fabricantes de ferramentas é fornecer insertos que possam ser aplicados de forma eficiente em amplas gamas de dados de corte, aumentando a vida da ferramenta, melhorando a qualidade superficial obtida e diminuindo os esforços de corte. Com uma ampla possibilidade de escolha, quase nunca é possível dizer se esta sendo aplicado o inserto com o perfil geométrico do quebra-cavaco ideal segundo as condições de usinagem e o material processado. Apesar da diversidade de geometrias de quebra-cavacos oferecida nos catálogos, os mesmos não oferecem arcabouço científico para compreensão da fenomenologia do processo de corte segundo a geometria utilizada. Com a variação da geometria do quebra-cavaco, há grande variação no processo de formação, fluxo, curvatura e quebra do cavaco, de forma que os esforços de corte gerados, qualidade superficial obtida, desgaste e vida da ferramenta podem variar significativamente. O conhecimento dos parâmetros geométricos do quebracavaco, bem como a faixa ideal dos parâmetros de corte para aplicação do mesmo é essencial para otimização do processo de usinagem. KLOPSTOCK (1925) apud JAWAHIR (1988) estudou a influência do comprimento de contato restrito no processo de corte concluindo que esta superfície estreita diminuiu as forças de corte e temperatura e, portanto, aumenta o tempo de vida da ferramenta. FANG (1998) estudou a influência dos parâmetros do quebra-cavaco no desempenho do processo de quebra do cavaco. JAWAHIR e LUTTERVELT (1993) estudaram o mecanismo de fluxo do cavaco em ferramentas com quebra-cavaco

22 22 indicando que os processos de curvatura e quebra do cavaco dependem deste mecanismo. SEAH et al. (1996) e RAHMAN et al. (1995) desenvolveram modelos de fluxo, curvatura e quebra do cavaco em pastilhas com quebra-cavaco sob o conceito de parâmetros equivalentes descrevendo a influência destes fatores na quebra do cavaco. CHOI e LEE (2001) também estudaram os modelos de parâmetros equivalentes e o comportamento de insertos com quebra-cavaco em relação às forças de corte, rugosidade e quebra do cavaco. ZHOU (2001) desenvolveu modelos semi-empíricos incluindo nos parâmetros dos modelos as condições de corte, a geometria da ferramenta e do quebra-cavaco para prever a quebra do cavaco, baseado nos mecanismos de fluxo e curvatura do cavaco. NAKAYAMA (1962) apud CHAWLA (2005) sugeriu um critério de quebra do cavaco determinando os principais fatores que irão contribuir para a fratura completa do cavaco. REDETZKY et al. (1999) apud JAWAHIR et al. (2000) desenvolveu um modelo para predição das componentes da força de usinagem que identifica e incorpora os efeitos cinemáticos do fluxo do cavaco e da geometria da ferramenta, incluindo o raio de ponta da ferramenta, além de considerar a interação entre os materiais da ferramenta e da peça. EE et al. (2002) propuseram um modelo de forças para ferramentas com quebra-cavacos que decompõe e distribui as forças geradas na usinagem com ferramentas com quebra-cavacos nas três maiores regiões de desgaste. O objetivo deste trabalho é investigar a influência do quebra-cavaco sob diferentes condições de corte em diferentes respostas do processo de torneamento do Aço ABNT Foram investigados os níveis das componentes da força ativa e da rugosidade obtidos através de um planejamento fatorial. Além disso, as diferenças obtidas em aspectos inerentes do processo de corte de acordo com os parâmetros geométricos do quebra-cavaco e condições de corte utilizadas foram investigadas. Testes de corte ortogonal foram realizados para descrever o comportamento dos insertos com quebracavaco em comparação com insertos com superfície de saída lisa em relação à aspectos metalúrgicos do corte obtidos pela observação da raiz do cavaco.

23 23 O trabalho está dividido da seguinte forma: Capítulo 1: Introdução. Capítulo 2: Revisão Bibliográfica contendo tópicos essenciais à compreensão do assunto, entre os quais: corte ortogonal, processo de formação de cavacos, quebra-cavacos, fluxo do cavaco, curvatura do cavaco, quebra do cavaco, forças de usinagem, integridade superficial e aspectos metalúrgicos do processo de corte. Capítulo 3: Procedimento experimental adotado no trabalho. São descritos, materiais, ferramentas e máquinas utilizadas; técnicas estatísticas adotadas, variáveis de controle e de resposta e métodos de medição e controle de tais variáveis; Capítulo 4: Resultados e discussão. São apresentados os resultados obtidos através de ANOVAs e gráficos, bem como de uma discussão descritiva baseada na revisão bibliográfica. Capítulo 5: Conclusões. Capítulo 6: Sugestões para trabalhos futuros.

24 24 CAPÍTULO 2 REVISÃO DA LITERATURA 2.1. Operação de torneamento O torneamento é a operação mais comumente empregada em trabalhos experimentais de usinagem. A peça presa na placa do torno gira em torno de seu próprio eixo. A ferramenta (inserto) é rigidamente presa no porta-ferramenta. Esse conjunto se movimenta com avanço constante ao longo da geratriz da peça, removendo uma camada de metal para formar um cilindro ou uma superfície de formato mais complexo (TRENT e WRIGHT, 2000). A Figura 2.1 ilustra algumas grandezas influentes do processo de torneamento observados no plano de referência da ferramenta. O ângulo de posição da aresta principal de corte (χ R ) é o ângulo entre a aresta principal de corte em graus ( ) e a direção de avanço medido no plano de referência da ferramenta; a profundidade de corte (a p ) é a profundidade ou largura de penetração da ferramenta em relação à peça em mm; o avanço (f) é o percurso de avanço em cada volta da ferramenta em mm/rotação (mm/rot); a largura de usinagem (b) é a largura calculada da secção transversal de corte em mm, sendo idêntica ao comprimento efetivo da aresta de corte; a espessura de corte (h) é a espessura calculada da seção transversal de corte em mm.

25 25 Figura Grandezas do processo de usinagem por torneamento A velocidade de corte (v c ) é definida pela rotação da peça e é dada em metros por minuto (m/min). Já a velocidade de avanço (v f ) é determinada pelo movimento de avanço da ferramenta e é dada em milímetros por minuto (mm/min) Geometria básica da ferramenta monocortante Ferramentas monocortantes são aquelas que contêm apenas uma parte cortante (ou elemento responsável pela geração de cavacos). O torneamento é um exemplo de operação que utiliza tais ferramentas. A Figura 2.2 ilustra as características básicas de tais ferramentas. Figura Ferramenta monocortante

26 26 A superfície de saída (A γ ) é aquela na qual o cavaco flui. As superfícies de folga (A α e A α ) são aquelas que não entram em contato com a peça. As arestas de corte são responsáveis pela realização do corte, sendo a principal aquela que entra em contato com a peça usinada de forma efetiva e, portanto, a maior responsável pela ação de corte. A Figura 2.3 ilustra os planos do sistema de referência da ferramenta, os quais são essenciais para determinação dos ângulos da ferramenta. Figura Planos dos sistemas de referência da ferramenta Os ângulos da ferramenta monocortante são mostrados na Figura 2.4, onde χ R é o ângulo de posição da ferramenta; χ R é o ângulo de posição secundário da ferramenta; λ s é o ângulo de inclinação da aresta de corte; γ n é o ângulo de saída normal; γ o é o ângulo de saída ortogonal; α n é o ângulo de folga normal; α o é o ângulo de folga ortogonal; β n é o ângulo de cunha normal; β o é o ângulo de cunha ortogonal e ε R é o ângulo de ponta da ferramenta, todos dados em graus ( ).

27 27 Figura Ângulos da ferramenta monocortante (ABNT/NBR 6163, 1989) 2.3. Corte ortogonal De acordo com TRENT e WRIGHT (2000), as condições simplificadas usadas no primeiro estágio das investigações experimentais para obter informações sobre o processo de formação de cavacos são conhecidas como corte ortogonal. No corte ortogonal, a aresta de corte da ferramenta é reta e normal à direção de corte e de avanço da ferramenta. A Figura 2.5 ilustra um exemplo de corte ortogonal no torneamento.

28 28 Figura Corte ortogonal no torneamento (IQBAL et. al., 2009). Outras considerações acerca do corte ortogonal são admitidas para permitir um tratamento matemático simplificado. Os cavacos formados são contínuos, não havendo a formação de aresta postiça de corte (APC); Não há contato entre a superfície de folga da ferramenta e a superfície usinada; A espessura de corte (h), igual ao avanço (f), é suficientemente pequena em relação à largura de corte (b); A largura da aresta de corte é maior que a largura de corte (b); A largura de corte (b) equivale à largura do cavaco. Tais simplificações são ilustradas na Figura 2.6 a seguir. Figura Exemplos de corte ortogonal (FERRARESI, 1977).

29 O processo de formação de cavacos A base para um melhor entendimento de todos os processos de usinagem está no estudo científico da formação de cavacos. Esse estudo tem proporcionado grandes avanços nos processos de usinagem e contribuído para o aperfeiçoamento da ferramenta de corte em relação às suas arestas e superfícies, além de novos e mais eficazes materiais para ferramentas, possibilitando a usinagem dos mais variados tipos de materiais (MACHADO et al., 2009). Compreender a formação de cavacos é o primeiro passo para um bom controle do cavaco, uma necessidade para usinagem automatizada. Além disso, uma carência no controle do cavaco frequentemente resulta numa superfície usinada rugosa, pobre acuracidade na usinagem e problemas com a remoção de cavacos da zona de usinagem (ASTAKHOV et al., 1997). De acordo com KISHAWY e WILCOX (2003), entender o mecanismo de formação de cavacos é essencial para alcançar uma melhor percepção dos fundamentos do processo de usinagem. TRENT e WRIGHT (2000) afirmam que os principais problemas práticos e econômicos relacionados com taxa de remoção de material e desempenho da ferramenta, podem ser entendidos através do estudo do comportamento do material de trabalho, da maneira que o cavaco é formado e como este se move sobre a superfície de saída da ferramenta. O cavaco é formado em altíssimas velocidades de deformação, seguidas de ruptura do material da peça. Para um estudo mais detalhado, divide-se o processo em quatro etapas (MACHADO, et al. 2009): recalque inicial; deformação e ruptura; deslizamento das lamelas; e saída do cavaco. A Figura 2.7 ilustra um diagrama esquemático do processo de corte.

30 30 Figura Diagrama do processo de corte (TRENT e WRIGHT, 2000). Pelo diagrama da Figura 2.7 pode-se observar que são formadas duas novas superfícies, a nova superfície da peça (OA) e a superfície inferior do cavaco (OB). A energia necessária para formar tais superfícies é insignificante quando comparada com a energia necessária para deformar plasticamente o material removido como um todo. Entre a peça e o cavaco, planos instantâneos de ruptura e de propagação de trincas definem uma região chamada de zona de cisalhamento primária. Esta região é assumida de forma simplificada como sendo um plano o plano de cisalhamento primário - com o intuito de facilitar o tratamento matemático. No diagrama da Figura 2.7 o plano de cisalhamento primário é representado pela linha OD. O ângulo entre o plano de cisalhamento primário e a direção da velocidade de corte é chamado de ângulo de cisalhamento (ϕ). Pode-se explicar o processo de formação de cavacos considerando uma porção de volume arbitrária de material. Tomando a seção klmn, que representa um volume de material, a mesma é recalcada contra a superfície de saída da ferramenta. Inicialmente este volume sofrerá deformação elástica, seguida de deformação plástica e posterior

31 31 ruptura através da propagação de uma trinca que se estende do ponto O ao ponto D. O cavaco poderá, então, se romper completamente ou parcialmente de acordo com a ductilidade do material da peça. Após esta porção de material passar pela zona de cisalhamento primária, deslizará sobre a superfície de saída da ferramenta como uma componente do cavaco de novo formato pqrs. Esta região de interface entre o cavaco e a ferramenta é definida como zona de cisalhamento secundária, onde o material ainda sofrerá altíssimas deformações plásticas e temperaturas. Esta região pode ser identificada de forma simplificada pelo plano OB. Através do monitoramento das forças de corte é possível confirmar a natureza periódica do processo de formação de cavacos. BALAJI, et al. (1999) confirmaram tal característica medindo as forças de corte em experimentos de torneamento. Os padrões de força observados com avanço f = 0.25 e 0.35mm/rev são mostrados na Figura 2.8. Figura Padrões cíclicos da força de corte. vc = 100 m/min., k = 46 W/m deg.k, material= aço ABNT 1045, Inserto TNMG (BALAJI et al., 1999). Além do aspecto periódico do processo, pode-se observar que com o aumento do avanço a frequência do processo de formação de cavacos aumenta. A espessura do cavaco (h ) não é governada somente pela geometria da ferramenta e pela espessura de corte (h), equivalente ao avanço (f) no corte ortogonal, mas ela pode ser afetada por condições de atrito presentes na interface cavacoferramenta. Deste modo, o processo de formação de cavacos difere dos demais

32 32 processos de conformação, onde a forma final do material deformado é determinada pela geometria da ferramenta (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). É notável em experimentos de corte ortogonal que a espessura do cavaco (h ) é maior que a espessura de corte (h) conforme pode ser observado no diagrama da Figura 2.7. Logo, o comprimento do cavaco é mais curto que o comprimento de corte e, de maneira análoga, a velocidade do cavaco (v cav ) é menor que a velocidade de corte (v c ). Define-se o grau de recalque (R c ) como sendo a razão entre a espessura do cavaco e a espessura de corte, conforme a Equação 2.1. R c h' (2.1) h Considerando o ângulo de saída ortogonal da ferramenta (γ 0 ) e o grau de recalque R c, é possível obter o ângulo de cisalhamento. A Equação 2.2 indica esta relação que pode ser facilmente deduzida por relações geométricas no diagrama de corte da Figura 2.7. cos tg R sen c (2.2) O grau de recalque indica a quantidade de deformação sofrida pelo cavaco na zona de cisalhamento primária. Além disso, pode ser relacionado com o raio de curvatura que governa o cavaco. Altos valores de R c e, consequentemente, baixos valores de ϕ se referem à alta quantidade de deformação ocorrida no processo. SADIK e LINDSTRÖM (1995) concluíram que o grau de recalque é uma função do comprimento de contato entre o cavaco e a ferramenta. Além disso, concluíram também que com o aumento da velocidade de corte, que acarreta no decréscimo no comprimento de contato entre o cavaco e a ferramenta, há um decréscimo no fator de recalque.

33 Classificação dos Cavacos Os cavacos podem ser classificados em diferentes tipos e formas de acordo com a natureza dúctil ou frágil do material usinado e com as condições de usinagem empregadas. Os cavacos gerados na usinagem de materiais dúcteis são contínuos, enquanto os cavacos gerados na usinagem de materiais frágeis são descontínuos. Segundo MACHADO, et. al. (2009) os cavacos podem ser morfologicamente classificados em contínuos, parcialmente contínuos, descontínuos e segmentados. Os cavacos contínuos são comuns quando materiais dúcteis, como aços de baixa liga, cobre e alumínio são usinados. É notável que o processo de corte nestas condições seja um processo em estado estável. (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). De acordo com MACHADO, et. al. (2009) na formação de cavacos contínuos, o material inicia uma fratura na zona de cisalhamento primária com grandes deformações e permanece homogêneo, sem fragmentação. Entre as possíveis ações adotadas para promover a ruptura completa do cavaco destaca-se a utilização de insertos com quebra-cavacos que tem a função de provocar a fratura cíclica do cavaco. A Figura 2.9 ilustra este tipo de cavaco. Figura Cavaco contínuo (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). Sob algumas condições, usualmente a relativamente baixas velocidades de corte, o atrito entre o cavaco e a ferramenta de corte é tão grande que o material do cavaco adere à face da ferramenta (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). Este material

34 34 aderido à superfície de saída da ferramenta conforma uma falsa aresta de corte, comumente chamada de aresta postiça de corte (APC). Pela deposição contínua de material durante o corte, a APC continua crescendo até ficar instável e se quebrar. A usinagem em presença de APC geralmente resulta em péssimo acabamento superficial e tem grande influencia no desgaste e, consequentemente, na vida da ferramenta. A Figura 2.10 ilustra este fenômeno. Figura Cavaco contínuo com APC (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). Os cavacos parcialmente contínuos, segundo MACHADO, et. al. (2009), consistem em um tipo intermediário entre os tipos contínuo e descontínuo, no qual a trinca se propaga parcialmente pela extensão do plano de cisalhamento. De acordo com FERRARESI (1977), apresenta-se constituído de lamelas justapostas bem distintas e também é conhecido como cavaco de cisalhamento. Por fim, os cavacos descontínuos, segundo BOOTHROYD e KNIGHT (1989), são aqueles formados na usinagem de materiais frágeis, sendo que a fratura completa do cavaco irá ocorrer na zona de cisalhamento primária. Desta forma, este tipo de cavaco constitui-se de fragmentos arrancados. Ocorre, sobretudo, na usinagem de bronze e ferro fundido. Podem ocorrer também na usinagem de materiais dúcteis a baixas velocidades de corte, ângulos de saída pequenos e altos avanços. Este tipo de cavaco é ilustrado pela Figura 2.11.

35 35 Figura Cavaco descontínuo (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). Os cavacos contínuos e parcialmente contínuos ainda podem ser classificados quanto à forma. A Figura 2.12 ilustra as diferentes formas dos cavacos segundo a classificação da ISO 3685 (1993). Figura Formas de cavaco produzidos na usinagem dos metais (ISO, 1993 apud MACHADO, et al. 2009). A forma do cavaco pode representar um sério obstáculo ao alcance de maior produtividade. Sua correta classificação irá contribuir para o aumento da produtividade através da seleção adequada da ferramenta e dos parâmetros de corte (SADIK e LINDSTRÖM, 1995; BOOTHROYD e KNIGHT, 1989; KIM e KWEUN, 1997). JAWAHIR

36 36 e LUTTERVELT (1993) afirmam que o controle de cavacos envolve a produção de cavacos que podem ser facilmente extraídos da zona de trabalho e podem ser dispostos de forma eficiente. Alguns autores classificam as formas de cavacos da Figura 2.12 acima em categorias de acordo com a influência no processo. Neste sentido, GRZEISK e KWIATKOWSKA (1996) e MESQUITA et al. (1996) classificaram as formas dos cavacos em aceitáveis, como sendo aqueles que não influenciam na operação de usinagem e, em inaceitáveis, como sendo aqueles que emaranham em torno da ferramenta e da peça de trabalho, originando perigo ao operador, prejudicando o acabamento superficial, conduzindo a quebra inesperada da ferramenta e aumentando o volume aparente de material a ser removido da área de corte. CHOI e LEE (2001) e KIM e KWEUN (1997) classificaram os cavacos quanto à forma em controlados e não controlados, sendo os últimos aqueles que emaranham na peça danificando a superfície usinada. KIM et al. (2009), classificaram as formas dos cavacos em estáveis, usáveis e não estáveis, sendo os estáveis como um subconjunto dos usáveis e os últimos as formas indesejadas. A Figura 2.13 ilustra os padrões de cavacos classificados pela INFOS apud KIM et al. (2009). Figura Classificação dos padrões de cavacos (INFOS apud KIM et. al., 2009).

37 37 Segundo ZHOU (2001), após sua formação, o cavaco se curva naturalmente ou através do contato com obstáculos. Se a tensão do cavaco excede a tensão de fratura do material, o cavaco irá se quebrar. O fluxo, a curvatura e a quebra do cavaco são os três principais mecanismos de pesquisa no que tange o controle dos cavacos. Recentemente, máquinas de usinagem automatizadas baseadas em controle numérico, têm resultado em alta produtividade. Entretanto, com numerosos cavacos sendo gerados em curto espaço de tempo, o controle efetivo de cavacos contínuos longos é o fator mais importante para determinar o desempenho do sistema produtivo (KIM et al., 2009). O método mais eficiente e amplamente aplicado para quebrar cavacos é a aplicação de insertos de corte com quebra-cavacos moldados de forma integral em sua superfície de saída Quebra-Cavaco De acordo com MAITY e DAS (1998) cavacos longos se enrolam em torno da ferramenta e podem causar sérios riscos à superfície da peça, ao operador e às operações da máquina-ferramenta. Para superar esta dificuldade, um número de pesquisadores tem investigado o controle efetivo do fluxo do cavaco e a quebra do mesmo. A curvatura do cavaco pode ser controlada pelo uso de um obstáculo ao longo da direção de fluxo do cavaco, comumente conhecido como quebra-cavacos. Existem numerosas tentativas de apresentar ferramentas com quebra-cavacos adequados para formar o cavaco com uma curvatura forçada e assim, facilitar a subseqüente quebra do mesmo por ação mecânica (RAHMAN et al., 1995). O quebra-cavaco consiste em uma modificação geométrica da superfície de saída do inserto de corte para controlar ou quebrar o cavaco podendo ser tanto uma cratera integral ou um anteparo postiço ou integral (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). A principal função do mesmo é prover uma obstrução adjacente a aresta de corte que irá direcionar o cavaco de forma que este venha entrar em contato com a superfície não usinada da peça ou com a superfície de folga da ferramenta. O momento torçor resultante irá então, quebrar o cavaco (ARSECULARATNE, 2004).

38 38 Segundo KIM et al. (2009), o quebra-cavaco é usado para aumentar o processo de fratura do cavaco resultando em controle eficiente dos mesmos e, consequentemente, em aumento da produtividade. Ele pode também diminuir a resistência de corte, aumentar a vida da ferramenta e melhorar a condição final da superfície usinada. O quebra-cavaco opera para promover a completa fratura do cavaco através da redução do raio de curvatura do cavaco. A Figura 2.14 apresenta exemplos de diversos insertos com quebra-cavacos disponíveis no mercado. Segundo ZHOU (2001) e FANG (1998), há valores limites das condições de corte, avanço (f) e profundidade de corte (a p ), acima dos quais o quebra-cavaco promoverá a fratura periódica dos cavacos com sucesso, gerando cavacos curtos. Ou seja, há um valor mínimo do avanço (f mim ) e um valor mínimo da profundidade de corte (a pmin ) que constituem os limites para a quebra do cavaco. O cavaco sempre irá quebrar quando a profundidade de corte é maior que a profundidade de corte mínima e o avanço é maior que o avanço mínimo. Caso contrário o cavaco não irá se quebrar. Estes limites podem ser observados em um diagrama de cavacos, tal qual o da Figura Figura Formatos de quebra-cavaco comerciais (adaptado de KIM et al., 2009)

39 39 Figura Exemplo de diagrama de cavacos (adaptado de WANG et al. 2007) Tipos de insertos de corte e quebra-cavacos Nos últimos anos, inúmeros insertos de corte têm sido introduzidos no mercado, os quais apresentam diferentes especificações de formato geométrico de quebracavacos. A tentativa dos fabricantes de ferramentas é fornecer insertos que possam ser aplicados de forma eficiente a amplas gamas de dados de corte, aumentando a vida da ferramenta, melhorando a qualidade superficial obtida e diminuindo os esforços de corte. Existem basicamente dois tipos de quebra-cavaco. O tipo cratera e o tipo anteparo. O primeiro consiste em uma cratera moldada de forma integral na superfície de saída do inserto. O segundo consiste em uma obstrução situada na superfície de saída do inserto que pode ser integral ou postiço. A Figura 2.16 ilustra os diferentes tipos de quebra-cavaco.

40 40 Figura Tipos de quebra-cavaco: (a) tipo cratera; (b) tipo anteparo postiço; e (c) tipo anteparo integral (adaptado de BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) O tipo de quebra-cavaco mais popular é o cratera. Segundo ARSECULARATNE (2004), neste tipo de quebra-cavaco (Figura 2.17(a)), há uma cratera situada na superfície de saída da ferramenta, na qual o cavaco tende a fluir devido a um mecanismo de restrição do contato entre o cavaco e a ferramenta. Para garantir que os cavacos irão fluir desta maneira, o comprimento da superfície de contato restrito da ferramenta (Figura 2.17(a)) deve ser menor que o comprimento de contato natural entre o cavaco e a ferramenta, sendo este último o comprimento de contato existente quando aplicadas ferramentas com superfície de saída lisa (Figura 2.17(b)). Figura Diferentes geometrias de insertos usados na usinagem. (a) inserto com quebra cavacos tipo cratera; (b) inserto com superfície de saída lisa; (c) inserto com contato restrito (ARSECULARATNE, 2004)

41 41 De acordo com ARSECULARATNE (2004), quando parte da superfície de saída do inserto é retirada de forma que o comprimento de contato seja menor que o comprimento de contato natural, a ferramenta é chamada de ferramenta (inserto) com contato restrito (Figura 2.17(c)). Segundo SADIK e LINDSTRÖM (1995), para obter um ótimo desempenho da ferramenta provendo bom processo de quebra do cavaco e vida da ferramenta, o comprimento da superfície de contato restrito deve ser na faixa de 55-65% do comprimento de contato natural. Os benefícios associados resultantes do efeito do contato restrito são uma tendência de menor consumo de energia, menores esforços de corte e redução da temperatura de corte. A Figura 2.18 demonstra a diferença entre o fluxo do cavaco em ferramentas com e sem contato restrito. O fluxo inverso, ou seja, o fluxo do cavaco para dentro da cratera é possível somente quando o comprimento de contato natural (c n ) entre o cavaco e a ferramenta é maior que o comprimento de contato restrito (c) da ferramenta (JAWAHIR, 1988). Figura Ferramenta de corte com contato restrito (JAWAHIR, 1988)

42 Parâmetros geométricos principais do quebra-cavacos tipo cratera No quebra-cavaco tipo cratera, o cavaco flui para dentro da cratera devido ao efeito do contato restrito, e é então curvado pela parede da cratera (SEAH et al., 1996). O conhecimento dos parâmetros do quebra-cavaco é essencial à escolha do inserto ideal segundo as condições de corte empregadas. Além disso, tais parâmetros, juntamente com as condições de corte, estão estreitamente relacionados à eficiência do processo de usinagem. Os parâmetros básicos do quebra-cavaco cratera são o comprimento da superfície de contato restrito (c); a largura da cratera (l c ); a profundidade da cratera (h c ); a altura da parede da cratera (h p ); e os ângulos de saída primário (γ 1 ) e secundário (γ 0 ). Em alguns casos o ângulo de saída primário (γ 1 ) é tomado como sendo igual a zero. Assim o ângulo de saída secundário (γ 0 ) é tomado como sendo o principal ângulo de saída. A Figura 2.19 explicita tais parâmetros. Figura Parâmetros geométricos do quebra-cavacos tipo cratera

43 43 A superfície de contato restrito foi objeto de estudo de KLOPSTOCK (1925) apud FANG (1998) e JAWAHIR (1988). Esta estreita superfície quando empregada de maneira correta, ou seja, quando o seu comprimento é menor que o comprimento de contato natural entre o cavaco e a ferramenta tem grande influência no processo de corte. Usando ferramentas com superfície de contato restrito, ele concluiu que esta superfície estreita diminuiu as forças de corte e temperatura e, portanto, aumenta o tempo de vida da ferramenta. Porém, aumenta o raio de curvatura do cavaco, endireita o cavaco e resulta na curvatura do cavaco na direção oposta. FANG (1998) ao estudar a influência dos parâmetros do quebra-cavaco no desempenho do processo de quebra do cavaco concluiu que o avanço mínimo (f min ) aumenta com o aumento do comprimento da superfície de contato restrito (c), enquanto que a profundidade de corte mínima (a pmin ) permanece praticamente constante sendo a influência do comprimento de contato restrito nesta variável muito pequena. WORTHINGTON (1975) apud CHAWLA (2005) concluiu que ângulos de saída negativos aumentam a resistência da ferramenta, acarretando aumento nas forças de corte. CHAWLA (2005) concluiu que o aumento do ângulo de saída diminuiu a tensão do cavaco, logo diminui a capacidade de quebra do cavaco. FANG (1998) também concluiu que tanto o avanço mínimo (f min ) quanto à profundidade de corte mínima (a pmin ) aumentam com o aumento da largura da cratera (l c ), e um decréscimo na profundidade da cratera acarreta (h c ) um decréscimo no avanço mínimo. Por fim, ele concluiu que quanto maior a altura da parede da cratera (h p ) menor o avanço mínimo. De acordo com BALAJI et. al. (2006), a indústria de ferramentas produz uma ampla gama de insertos projetados empiricamente para obter um efetivo nível de controle dos cavacos. Mas, para permitir um projeto e seleção de insertos mais eficiente, um melhor entendimento dos mecanismos de fluxo, curvatura e quebra do cavaco é necessário.

44 Fluxo do cavaco A mais lógica abordagem no desenvolvimento de modelos de corte para usinagem com quebra-cavacos é a pesquisa e entendimento da absoluta direção de fluxo do cavaco, já que a curvatura e o subseqüente processo de quebra do cavaco dependem muito da natureza do fluxo do cavaco e sua direção (JAWAHIR e LUTTERVELT, 1993). O fluxo do cavaco em uma ferramenta com quebra-cavacos do tipo cratera pode ser estudado como uma combinação do fluxo lateral e do fluxo inverso. O fluxo lateral é definido pelo ângulo de fluxo lateral (ψ l ) e fluxo inverso pelo ângulo de fluxo inverso (ψ i ). Segundo EE et al. (2003), sob as mesmas condições de corte e geometria da ferramenta, uma mudança na geometria do quebra-cavacos irá inevitavelmente resultar em diferentes padrões de fluxo do cavaco. De forma similar, uma mudança nas condições de corte e na geometria da ferramenta para uma particular configuração de quebra-cavacos também irá mudar o padrão de fluxo do cavaco. A Figura 2.20 ilustra esquematicamente os vetores indicativos das direções de fluxo lateral e inverso, bem como os ângulos de fluxo lateral (ψ l ) e inverso (ψ i ), juntamente com uma foto do cavaco fluindo na superfície de saída da ferramenta apresentando um misto entre o fluxo lateral e inverso. Figura Fluxo lateral e inverso do cavaco (a) fotografia; (b) representação esquemática (Adaptado de Jawahir et. al., 1995)

45 Fluxo lateral do cavaco Há vários modelos para estimar o ângulo de fluxo lateral do cavaco (ψ l ). O modelo de Colwell será aqui descrito por ser mais simples e apropriado para garantir precisão prática (SEAH et al., 1996; CHOI e LEE, 2001). Neste modelo, a direção de fluxo lateral é assumida perpendicular a linha de Colwell, que consiste na linha que une os pontos extremos da aresta ativa de corte. A Figura 2.21 ilustra o modelo de Colwell. O ângulo de fluxo lateral é calculado por relações geométricas entre a geometria da ferramenta e as condições de corte, sendo função do raio de ponta (r ε ), profundidade de corte (a p ), avanço (f) e do ângulo de posição da aresta de corte (χ R ). O ângulo de fluxo lateral é definido segundo a relação entre a profundidade de corte e o raio de ponta da ferramenta. A Equação 2.3 é aplica-se a situações quando a p é menor que r ε (1-cosχ R ), tal qual ilustra a Figura 2.21(a), enquanto a Equação 2.4 aplica-se quando a p é maior ou igual a r ε (1-cosχ R ), de acordo com a Figura 2.21(b). l tan 2 r a p a a p 2 p f 2 ; a r p 1 cos R [ ] (2.3) l tan a p tan R r a p tan R 2 f 2 ; a r p 1 cos R [ ] (2.4)

46 46 Figura Direção de fluxo lateral do cavaco (adaptado de SEAH et. al., 1996) Como pode ser observado na Figura 2.21, na usinagem prática a direção de fluxo lateral às vezes não é perpendicular a aresta principal de corte. Esta direção nem sempre é uma linha reta devido ao efeito do raio de ponta. Para efeitos de modelagem do corte oblíquo, os parâmetros influentes no fluxo do cavaco devem ser redefinidos na direção de fluxo lateral. Ou seja, a direção de fluxo lateral é considerada como sendo a direção de medição dos parâmetros equivalentes, como sugerido por SEAH et al. (1996). A Figura 2.22 demonstra os parâmetros equivalentes.

47 47 Figura Parâmetros equivalentes (adaptado de SEAH et. al., 1996) A largura de corte equivalente b (eq), ou seja, a largura que liga os dois pontos extremos da seção de corte (Figura 2.22) é calculada conforme a Equação 2.5. a p beq [mm] (2.5) cos l O comprimento da superfície de contato restrito e a espessura de corte não são constantes, sendo necessário redefini-los segundo o conceito de parâmetros equivalentes. A espessura de corte não é constante ao longo da largura de corte equivalente (b (eq) ). Deste modo, a espessura de corte equivalente (h (eq) ), é a integral da espessura do cavaco (h) em relação a largura de corte equivalente (b (eq) ), divido pela própria largura de corte equivalente b (eq), conforme a Equação 2.6, sendo por fim igual a área da seção transversal de corte (A t ) dividida pela largura de corte equivalente. A área da seção transversal de corte é destacada na Figura h eq 1 b eq h db eq At b eq [mm] (2.6)

48 48 Figura Área da seção transversal de corte considerando o raio de ponta A área da seção transversal de corte (A t ) pode ser deduzida tomando a geometria da ferramenta e as condições de corte, segundo as Equações 2.7 e 2.8. ' 2 1 a ' '' p At r fr cos fr cos ; 1 cos R [mm²] (2.7) r ' 2 1 a ' p At a p r 1 cos R f r fr cos fr cos R; 1 cos R [mm²] (2.8) r Todos os outros parâmetros podem ser redefinidos de maneira similar usando o conceito de parâmetros equivalentes. Deste modo, o comprimento da superfície de contato restrito pode ser definido de maneira análoga àquela usada para definir a espessura de corte equivalente. Este valor é igual à área da superfície de contato restrito na zona de contato (área ilustrada na Figura 2.24) dividida pela largura de corte equivalente (b (eq) ), conforme a Equação 2.9. A L ceq [mm] (2.9) b(eq)

49 49 Figura Área da superfície de contato restrito na zona de contato A área da superfície de contato restrito na zona de contato (A L ) pode ser deduzida tomando a geometria da ferramenta e as condições de corte, segundo as Equações 2.10 e R p L r a c c r A cos 1 ; '' ' [mm²] (2.10) R p R R R p L r a c c r sen c r a A cos 1 ; cos 1 ' [mm²] (2.11) Os ângulos β e β mostrados na Figura 2.21 são definidos pelas Equações 2.12 e 2.13 a seguir. r f sen 2 ' 1 [ ] (2.12) r a r p 1 cos " [ ] (2.13) Fluxo inverso do cavaco O fluxo inverso do cavaco é um resultado da restrição do comprimento de contato natural pelo corte da superfície de saída da ferramenta formando uma ferramenta de contato restrito (BALAJI, et al., 2006). Ele determina o fluxo do cavaco para dentro da cratera (EE et al., 2003). Segundo SEAH et al. (1996), o ângulo de fluxo inverso (ψ i ) e a largura da cratera (l c ), definem o raio de curvatura do cavaco tendo um

50 50 papel importante no processo de quebra do cavaco. RAHMAN et al. (1995) afirmam que esse ângulo é um parâmetro essencial por ser uma ponte para ligar o fluxo e a curvatura do cavaco. Os principais parâmetros influentes no ângulo de fluxo inverso do cavaco (ψ i ) são a razão entre o avanço (f) e o comprimento de contato restrito (c), os ângulo de saída primário (γ 1 ) e secundário (γ 0 ) e o material da peça. Este ângulo possui um limite superior e um limite inferior sendo estes limites iguais aos ângulo de saída primário (γ 1 ) e secundário (γ 0 ) respectivamente. Usando o conceito de parâmetros equivalentes, temse a Inequação A Figura 2.25 ilustra a seção transversal do quebra-cavacos e o ângulo de fluxo inverso do cavaco. 1 [ ] (2.14) eq ieq 0eq Figura Seção transversal de corte do quebra-cavacos (adaptado de CHOI e LEE, 2001) Em geral, o ângulo de fluxo inverso equivalente (ψ i(eq) ) é conhecido como sendo uma função da razão entre o avanço e o comprimento da superfície de contato restrito (f/c) e os ângulos de saída primário e secundário. SEAH et al. (1996) afirmam que este ângulo aumenta com o aumento da razão f/c a uma taxa decrescente. Partindo deste ponto, CHOI e LEE (2001) propuseram a Equação Onde k é uma constante de acordo com o material da peça.

51 0 1exp k heq leq i 0 [ ] (2.15) Curvatura do cavaco Segundo JAWAHIR e LUTTERVELT (1993), quando se usina com insertos com superfície de saída lisa, o cavaco se curva quando alcança o seu comprimento de contato natural com a ferramenta, de forma a perder neste ponto contato com a ferramenta. Na usinagem com insertos com quebra-cavacos, devido ao efeito do contato restrito, o cavaco flui para dentro da cratera e então, pela ação de obstrução da parede da cratera, este é curvado para fora da cratera, adquirindo curvatura. A curvatura do cavaco em ferramentas com quebra-cavacos pode ser decomposta em curvatura lateral e curvatura vertical. A curvatura lateral é caracterizada pela medida da curvatura do cavaco no fluxo lateral, podendo ser medida pelo raio de curvatura lateral (R l ). Já a curvatura vertical, consiste na curvatura na direção vertical do cavaco, sendo encontrada de forma isolada no corte ortogonal e medida pelo raio de curvatura vertical (R v ). A Figura 2.26 ilustra a diferença entre tais curvaturas. Figura Ilustração esquemática dos modos de curvatura do cavaco: (a) vertical; (b) lateral (GHOSH et. al.,1996 apud Balaji et. al., 2006) A Figura 2.27 ilustra esquematicamente o fluxo do cavaco para um inserto com quebra-cavacos cratera, para duas diferentes condições de corte envolvendo baixos valores de avanço (f). Para uma pequena profundidade de corte (a p ), devido ao valor elevado do ângulo de fluxo lateral, o cavaco é desviado lateralmente pela parede do

52 52 quebra-cavacos, resultando em curvatura quase puramente lateral. Já para profundidades de corte maiores, o cavaco é obstruído pelo quebra-cavacos e desenvolve um modo de curvatura misto entre lateral e vertical. Figura Diferentes formas de fluxo e curvatura do cavaco: (a) alta curvatura lateral a baixas profundidades de corte; (b) alta curvatura vertical a altas profundidades de corte (Ghosh et. al., 1994 apud EE et. al., 2003) Curvatura lateral do cavaco De acordo com LUTTERVELT (1976) apud JAWAHIR e LUTTERVELT (1993) existem alguns fatores que influenciam na curvatura lateral do cavaco, sendo estes: (a) a aresta de corte não é reta; (b) a direção do movimento de corte não é linear; (c) a aresta de corte não é perpendicular ao movimento de corte; e (d) o grau de recalque varia ao longo da largura do cavaco. A Figura 2.28, a seguir, demonstra de forma esquemática o raio de curvatura lateral do cavaco (R l ). Figura Curvatura lateral (EE et. al., 2003)

53 53 Todos os fatores citados acima influem na velocidade do cavaco (v cav ), de forma que esta não seja constante ao da largura do cavaco. Deste modo, essa variação faz com que o mesmo assuma uma curvatura no sentido da diminuição da velocidade do cavaco, tal qual ilustra a Figura Figura Influencia da variação da velocidade do cavaco no fluxo lateral (Zhou, 2001) Segundo JAWAHIR e LUTTERVELT (1993) o raio de curvatura lateral do cavaco (R l ) pode ser assumido como independente da geometria do quebra-cavacos. Devido à falta de modelos teóricos para estimar o raio de curvatura lateral do cavaco, pode-se considerar que o aumento do ângulo de fluxo lateral (ψ l ) acarreta um decréscimo no raio de curvatura lateral. Consequentemente, R l aumenta com o aumento de a p e diminui com o decréscimo de f Curvatura vertical do cavaco A maioria das pesquisas sobre curvatura do cavaco tem focado na curvatura vertical, devido em partes ao grande número de trabalhos realizados em corte ortogonal (BALAJI, et al., 2006). De acordo com SEAH et al. (1995), o ângulo de fluxo inverso do cavaco combinado com a geometria apropriada do quebra-cavacos, inevitavelmente conduz à curvatura do cavaco.

54 54 Alguns modelos têm estudado a curvatura sob o conceito de parâmetros equivalentes (SEAH et al., 1995; RAHMAN et al., 1995; CHOI e LEE, 2001). Deste modo, os modelos para o cálculo do Raio de curvatura vertical definidos para o corte ortogonal têm sido reformulados. A Figura 2.30 demonstra esquematicamente o Raio de curvatura lateral do cavaco segundo a direção de fluxo equivalente. Figura Raio de curvatura vertical do cavaco (adaptado de CHOI e LEE, 2001) A Equação 2.16 relaciona o Raio de Curvatura vertical equivalente do cavaco (R v(eq) ) com os parâmetros do quebra-cavacos e o ângulo de fluxo inverso do cavaco, como pode ser inferido da Figura R v eq lceq sec 2sen i eq h p tg 1 [mm] (2.16) lc 2.9. Quebra do cavaco A quebra do cavaco é um aspecto essencial no controle dos cavacos. Deseja-se produzir cavacos curtos para facilitar o manuseio e retirada dos mesmos da zona de corte. O conhecimento dos mecanismos de fluxo e curvatura dos cavacos, bem como, a seleção e a aplicação do quebra-cavacos apropriado, são aspectos essenciais para entender de forma científica o mecanismo de quebra do cavaco.

55 55 NAKAYAMA (1962) apud CHAWLA (2005) demonstrou que a eficiência do processo de quebra do cavaco depende de quatro fatores. São eles: A deformação de fratura do material (ε f ), a espessura do cavaco (h ), o raio de curvatura do cavaco antes da quebra (R 0 ) e o raio de curvatura depois da quebra (R 1 ). O autor sugeriu um critério de quebra (Equação 2.17), supondo que o cavaco irá se quebrar quando a tensão da superfície do cavaco alcançar a tensão de ruptura do material. h' 1 1 (2.17) 2 R0 R1 Figura Raio de curvatura do cavaco. (a) antes da quebra e (b) depois da quebra do cavaco (adaptado de LEE, et. al., 2006). De acordo com RAHMAN et al. (1995), sob o conceito de parâmetros equivalentes, o processo de corte tridimensional pode ser considerado como uma adaptação do processo de corte bidimensional (ortogonal). Daí, o mecanismo convencional de fratura retratado no corte ortogonal pode ser avaliado. Deste modo, o parâmetro da equação precisa ser substituído pelo parâmetro equivalente correspondente (Equação 2.18). h' eq 1 1 (2.18) 2 R0 R1 Na Equação 2.18, h (eq) é a espessura equivalente do cavaco consistindo na espessura máxima medida do cavaco. Se a tensão (ε) do cavaco é maior que a tensão de fratura do material do cavaco (ε> ε f ) a quebra do cavaco irá ocorrer. A Figura 2.32 ilustra os diferentes modos de quebra do cavaco no torneamento. Em condições de corte ortogonal e com o cavaco inicialmente curvado rigidamente, o

56 56 raio de curvatura do cavaco será forçado a aumentar gradualmente com o processo de corte. Este aumento gradual irá acarretar em um aumento da tensão do cavaco, causando a fratura eventual e resultando em cavacos espirais (Figura 2.32(a)). Se o cavaco não possui uma curvatura natural (no caso de altas velocidades, por exemplo) e a pastilha tem superfície de saída lisa (sem quebra-cavacos), cavacos em fita são produzidos os quais podem emaranhar se o processo de corte é contínuo. Com a utilização de quebra-cavacos, o cavaco será curvado mecanicamente e se chocará com a superfície em usinagem da peça e se quebrará continuamente em pequenos fragmentos (Figura 2.32(b)) (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). Figura Modos de quebra do cavaco no torneamento (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989) Nas condições de corte oblíquo, cavacos longos são usualmente dos tipos tubular, helicoidal arruela ou helicoidal cônico, podendo eventualmente formar emaranhados. O ângulo da hélice do cavaco será igual ao ângulo de fluxo lateral (ψ l ) do cavaco (Figura 2.32(c)). Para prover a quebra do cavaco nestas condições, o raio do cavaco precisa ser controlado por um quebra-cavacos, de forma que o cavaco se quebre chocando-se contra a superfície não usinada da peça Figura 2.32(a) ou contra a superfície de folga da ferramenta (A α ). A segunda situação é a mais comum (Figura 2.32(d)) (BOOTHROYD e KNIGHT, 1989). Tal situação, onde o cavaco se quebra através do choque com a superfície de folga da ferramenta (flanco) pode ser observada em destaque na Figura 2.33.

57 57 Figura Quebra do cavaco através do contato com a superfície de folga (flanco) da ferramenta (CHAWLA, 2005) Forças de usinagem Através do conhecimento da força de usinagem, bem como suas componentes, é possível estimar a potência consumida no processo. As componentes das forças de usinagem são dependentes dos parâmetros do processo, da geometria e do material da ferramenta, bem como do material da peça. Além disso, a força de usinagem mantém relação progressiva com o desgaste. Para qualquer operação oblíqua de corte realizada com ângulo de inclinação da aresta de corte (χ R ) diferente de 90 e ferramenta com determinada geometria, há uma operação de corte ortogonal equivalente. A seguir serão apresentados alguns dos tratamentos matemáticos de força para o corte oblíquo e ortogonal respectivamente disponíveis na literatura Forças no corte oblíquo No corte oblíquo a força de usinagem pode ser representada de forma tridimensional, podendo ser decomposta nas componentes forças de corte (F c ) e de avanço (F f ), além de uma terceira componente ortogonal ao plano formado pelas duas primeiras, a força passiva (F P ) todas dadas em Newton (N). A Figura 2.34 ilustra a Força de usinagem (F U ) e suas componentes no corte oblíquo. Tomando as três componentes principais do corte oblíquo, a força de usinagem pode ser calculada conforme a Equação 2.19.

58 58 F U 2 C 2 f 2 P F F F [N] (2.19) Segundo DINIZ (2008), As forças de corte e de avanço, componentes da força ativa (F T ), contribuem para a potência de usinagem, pois estão situadas no plano de trabalho, ou seja, no plano que contém as velocidades de corte e de avanço. Já a Força passiva ou de profundidade (F P ) não contribui para a potência de usinagem, pois é perpendicular ao plano de trabalho, onde ocorrem os movimentos do processo de corte. Porém é importante estudar esta força, dado que ela é responsável pela deflexão elástica da peça e da ferramenta durante o corte, ocasionando vibrações e sendo responsável pela dificuldade na obtenção de tolerâncias de forma e dimensão apertadas. Figura Forças de usinagem para o torneamento oblíquo (FERRARESI, 1977) Segundo MACHADO et. al., 2009 foi constatado que F U varia com a seção do cavaco, em uma relação quase linear, em especial F c, principal componente da potência de usinagem, o que possibilitou propor a Equação F c K A (2.20) s Onde K s é a pressão específica de corte em N/mm² e A é a área da seção transversal de corte em mm², que pode ser definida de forma simplificada pelo produto

59 59 do avanço e da profundidade de corte. Existem diversos modelos para calcular K s. Para conhecimento, a SANDVIK (1996), calcula este valor segundo a Equação K 0,29 0,4 s K s0,4 (2.21) onde K s0,4 é a pressão específica de corte em N/mm², referente a espessura de corte igual a 0,4mm e é relativo ao tipo de material usinado. h Forças no corte ortogonal MERCHANT (1945) idealizou um modelo de forças no corte ortogonal, de forma que todos os componentes da força de usinagem possam ser observados em único plano. Desta forma, podem-se observar tais componentes agindo na ferramenta, no cavaco e na peça. A Figura 2.35 ilustra o diagrama de forças para o corte ortogonal. Figura Diagrama condensado de forças para o corte ortogonal (MERCHANT, 1945) As forças de corte (F c ) e de avanço (F f ) podem ser facilmente obtidas por um dinamômetro, por serem perpendiculares. Desta forma é conveniente relacionar todas as demais componentes da força de usinagem (F u ) com estas. Pelo círculo de Merchant, podem ser obtidas as seguintes relações: FT FC sen 0 Ff cos 0 [N] (2.22)

60 60 F F N Z F cos F sen [N] (2.23) C 0 f 0 F cos F cos [N] (2.24) C f F NZ F sen F cos [N] (2.25) C f A Força de usinagem (F U ) também pode ser decomposta em função das forças de corte (F c ) e de avanço (F f ), segundo a Equação F U 2 f 2 C F F [N] (2.26) Considerando-se uma distribuição de tensão uniforme no plano de cisalhamento, pode-se definir as tensões de cisalhamento (τ z ) e normal (σ z ) segundo as seguintes relações: Fz Fz z sen [N/mm²] (2.27) A A z FNZ FNZ z sen [N/mm²] (2.28) A A Z MERCHANT (1945) definiu um valor do ângulo de cisalhamento ϕ teórico aplicando o princípio da minimização da energia necessária para formação de cavacos. a teoria considera que a tensão de cisalhamento é invariante em relação ao ângulo de cisalhamento (ϕ) sendo função apenas do material, assumido como perfeitamente plástico. Para que a energia seja mínima, a força de corte (F c ) deve ser mínima. Derivando a força de corte (F c ) em relação ao ângulo de cisalhamento (ϕ) e igualando a zero, obtém-se a seguinte expressão para o ângulo de cisalhamento: [ ] (2.29) 4 2, onde γ é o ângulo de saída da ferramenta e ρ é o ângulo de atrito entre a interface cavaco/ferramenta. MOLINARI e MOUFKI (2008) salientam que a discrepância encontrada entre valores para o ângulo de cisalhamento predito pela Equação 2.29 e valores medidos experimentalmente, a hipótese de plasticidade perfeita do material feita no modelo de Merchant pode ser acusada. Porém quando os efeitos da temperatura são levados em conta no modelo e a hipótese da minimização da energia de corte é usada, o valor do

61 61 ângulo de cisalhamento encontrado é diferente do resultado de Merchant (OXLEY, 1989 apud MOLINARI e MOUFKI (2008). Deste modo, a natureza da resposta plástica do material não pode ser considerada como a única causa da discordância entre o modelo e o resultado experimental. Melhores resultados foram obtidos pela relação empírica de ZVORYKIN (1893) apud MOUFKI et al. (1998) explícita na Equação 2.30, onde A é uma constante dependente do material em usinagem. M A [ ] (2.30) 2 MOLINARI e MOUFKI (2008) estudaram os motivos pelos quais o modelo de MERCHANT (1945) falha ao prever a correta orientação da zona de cisalhamento primária. Eles demonstraram que o princípio de minimização da energia de corte deve ser suplementado por um critério de estabilidade da morfologia do cavaco. A Figura 2.36 ilustra a presença de uma transição progressiva IJ da superfície da peça HI para a divisa do cavaco JK. Esta configuração pode ser vista como uma perturbação da superfície HBK por um material adicional IBJ caracterizado pelo ângulo θ. Figura Superfície livre do cavaco com uma transição progressiva IJ (MOLINARI e MOUFKI, 2008) Considerando o critério de estabilidade da morfologia do cavaco proposto, obtevese uma nova fórmula revisada do ângulo de cisalhamento segundo o mesmo critério de minimização da energia usado por MERCHANT (1945). A Equação 2.31 define o valor do ângulo de cisalhamento de Merchant modificado.

62 62 MM 4 2 [ ] (2.31) Modelo de forças para ferramentas com raio de ponta Segundo JAWAHIR et al. (2000), o modelo de forças desenvolvido por REDETZKY et al. (1999) apud JAWAHIR et al. (2000) oferece algumas vantagens em relação aos outros modelos: identificação e incorporação dos efeitos cinemáticos do fluxo do cavaco e da geometria da ferramenta; consideração da interação entre os materiais da ferramenta e da peça; e consideração do raio de ponta nas forças de corte. O modelo preditivo para as forças de corte é definido e o fluxo do cavaco é baseado na integração de dois modelos distintos: o modelo geométrico da operação de usinagem baseado nas condições de corte e na geometria da ferramenta; o modelo de forças que estabelece os coeficientes de força para uma dada combinação dos materiais da peça e da ferramenta como função das condições de corte e da geometria da ferramenta (JAWAHIR et. al., 2000; EE et. al., 2003). As características geométricas consideradas no modelo são ilustradas na Figura Figura Variação dos parâmetros de corte devido ao raio de ponta (REDETZKY et. al., 1999 apud EE et. al., 2003)

63 63 Neste modelo, a área da seção transversal de corte (A t ) é dividida em regiões correspondendo às porções retas e arredondada das arestas principal e secundária de corte. Estas regiões são posteriormente divididas em pequenos elementos infinitesimais de largura db e espessura h 1. Para cada elemento, os ângulos de inclinação e saída são calculados e as forças de corte são calculadas. Pode-se observar que o ângulo de saída (γ 0 ) e de posição (χ R ) efetivos variam significativamente ao longo do comprimento da aresta de corte arredondada. O modelo em questão incorpora o efeito do raio de ponta Modelos de forças para ferramentas com quebra-cavacos EE et al. (2002) propuseram um modelo de forças para ferramentas com quebracavacos que decompõe e distribui as forças geradas na usinagem com ferramentas com quebra-cavacos nas três maiores regiões de desgaste: região da aresta de corte, região de saída do cavaco e região da parede da cratera. Os parâmetros de desgaste mensuráveis nestas regiões são demonstrados na Figura Figura Parâmetros de desgaste em uma ferramenta com quebra-cavacos (JAWAHIR et. al., 1995 apud EE et al., 2002) Na Figura 2.38 os parâmetros de desgaste apontados são: desgaste de flanco (VB); largura do desgaste na parede da cratera (BW); comprimento do desgaste na parede da cratera (BL); profundidade do desgaste na parede da cratera (KT); largura do desgaste na região de saída do cavaco (SW); profundidade do desgaste na região

64 64 de saída do cavaco (SD); desgaste do raio de ponta (N); comprimento da trinca na aresta principal (NL 1 ); largura da trinca na aresta principal de corte (NW 1 ); comprimento da trinca na aresta secundária (NL 2 ); largura da trinca na aresta secundária (NW 2 ). As três componentes de forças, atuando nas três principais regiões de desgaste, são a força na aresta (F s ), a força na superfície de contato restrito (F cr ) e a força na parede da cratera (F pc ). Estas três componentes atuando no perfil do inserto com quebra-cavacos são demonstradas na Figura A soma destas componentes será igual a força de usinagem medida no sistema de coordenadas global X-Y-Z segundo a Equação F F F F (2.32) s pc cr medida Figura Visualização geométrica das forças (EE et al., 2002) Segundo EE, et al. (2003), mudanças nas condições de corte e/ou na geometria da ferramenta irá inevitavelmente resultar em diferentes padrões de fluxo do cavaco e, portanto, diferente distribuição de forças nas três maiores regiões de desgaste. A Figura 2.40 ilustra um esquema descritivo de como a distribuição de forças pode afetar os padrões de desgaste. Na situação (a) tem-se alta força na aresta (F s ) com desgaste de flanco e do raio de ponta dominante; em (b) há predominância de força na superfície de contato restrito (F cr ) com desgaste na região de saída do cavaco; já em (c) o cavaco tem maior contato com a cratera tocando seu fundo e gerando alta força na superfície de contato restrito (F cr ); na situação (d) observa-se uma distribuição de forças equivalente entre a região da aresta e de contato restrito (F a e F pc ) com desgastes na região de saída do cavaco e na parede da cratera; e por fim, em (e)

65 observa-se alta força na parede da cratera (F pc ) com desgaste da parede da cratera dominante. 65 Figura Relação entre a distribuição de forças e o padrão de desgaste (EE et. al., 2002) Integridade superficial Segundo MACHADO et al. (2009), a condição final de uma superfície usinada é resultado de um processo que envolve deformações plásticas, ruptura, recuperação elástica, geração de calor, vibração, tensões residuais e, às vezes, reações químicas. Todos esses fatores podem ter efeitos diferentes na nova superfície, de forma que o termo integridade superficial não pode ser definido apenas em uma dimensão e abrangendo mais que a textura da superfície ou a sua forma geométrica. O diagrama da Figura 2.41 demonstra as alterações possíveis em superfícies usinadas. Figura Classificação da integridade superficial (adaptado de MACHADO et al., 2009)