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DESGASTE DE FERRAMENTA E OTIMIZAÇÃO DA VELOCIDADE DE CORTE
NA USINAGEM DO AÇO INOXIDÁVEL AUSTENÍTICO 304L COM FLUIDO
VEGETAL
Bruno Mello de Freitas
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa de Pós-graduação em Engenharia
Mecânica, COPPE, da Universidade Federal do
Rio de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários à obtenção do título de Mestre em
Engenharia Mecânica.
Orientador: José Luís Lopes da Silveira.
Rio de Janeiro
Março de 2013
DESGASTE DE FERRAMENTA E OTIMIZAÇÃO DA VELOCIDADE DE CORTE
NA USINAGEM DO AÇO INOXIDÁVEL AUSTENÍTICO 304L COM FLUIDO
VEGETAL
Bruno Mello de Freitas
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA
(COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE
DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE
EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA.
Examinada por:
________________________________________________
Prof. José Luís Lopes da Silveira, D.Sc.
________________________________________________
Profa. Anna Carla Monteiro de Araujo, D.Sc.
________________________________________________
Prof. Gilberto Garcia del Pino, D.Eng.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
MARÇO DE 2013
iii
Freitas, Bruno Mello de
Desgaste de ferramenta e otimização da velocidade de
corte na usinagem do aço inoxidável austenítico 304L com
fluido vegetal / Bruno Mello de Freitas - Rio de Janeiro:
UFRJ/COPPE, 2013.
IX, 104 p. 29,7 cm.
Orientador: José Luís Lopes da Silveira.
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Mecânica, 2013.
Referências Bibliográficas: p. 82-89.
1. Torneamento. 2. Aço inoxidável austenítico 304L. 3.
Desgaste de ferramenta. 4. Fluido de corte vegetal. 5.
Otimização. I. Silveira, José Luís Lopes da. II.
Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa
de Engenharia Mecânica. III. Título.
iv
Dedicatória
Dedico esse trabalho,
Aos meus pais, Eduardo Pereira de Freitas e Maria Neide
de Melo, pelos inúmeros apoios aos meus estudos.
À minha irmã, Brenna Kelen Mello de Freitas, por seus
incentivos.
v
Agradecimentos
À Deus, por me guiar sempre pelo caminho certo.
Ao meu orientador, professor D.Sc. José Luís Lopes da Silveira, pela horas dedicadas
aos ensinamentos para que a dissertação fosse bem sucedida, além das “caronas”
cedidas no decorrer da minha estadia no Rio de Janeiro.
À minha namorada, Joyce Xavier de Carvalho, pelo apoio.
À minha prima Danielle Rocha e ao seu esposo Alan Figueiredo pela moradia no Rio de
Janeiro.
Ao técnico do laboratório Alexandre Gastim Giagio pela realização dos ensaios na
máquina de CNC.
Ao técnico do laboratório de aulas práticas e metalografia Marcos Vinícius pela
medição da dureza nas peças.
Aos demais técnicos Vladimir, Moisés, Adilson, e aos estudantes do laboratório de
Centro de Estudos em Fabricação e Comando Numérico CEFCON pelo apoio indireto
nesse trabalho e não esquecendo o laço de amizade que teremos por nossa vida.
À FAPEAM - Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado do Amazonas pelo incentivo
das bolsas de estudo concedidas.
À Baltar química LTDA pela doação do fluido de corte vegetal para realização dos
ensaios.
Às pessoas, que mesmo não citadas nessa página, tiveram sua importância para a
conclusão desse trabalho.
vi
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
DESGASTE DE FERRAMENTA E OTIMIZAÇÃO DA VELOCIDADE DE CORTE
NA USINAGEM DO AÇO INOXIDÁVEL AUSTENÍTICO 304L COM FLUIDO
VEGETAL
Bruno Mello de Freitas
Março/2013
Orientador: José Luís Lopes da Silveira.
Programa: Engenharia Mecânica.
A utilização do aço inoxidável nas indústrias de fabricação cresce
exponencialmente por sua alta resistência à corrosão, além de excelentes propriedades
mecânicas e características físico-químicas não encontradas em outras ligas metálicas.
Sua difícil usinabilidade é causada pela baixa condutividade térmica, alto coeficiente de
atrito, elevada ductilidade e alta resistência à tração, que contribuem para o aumento da
geração de calor entre a ferramenta e a peça durante o corte, ocasionando altos níveis de
desgastes. Nesse estudo a velocidade ótima de corte foi determinada para o processo de
torneamento do aço inoxidável austenítico 304L, utilizando ferramentas de corte de
metal duro e fluido de corte vegetal a base de soja. Os ensaios foram realizados para as
velocidades de corte: 300, 330, 360, 390 e 420 m/min com avanço de 0,1 mm/rot e
profundidade de corte de 0,5 mm. Avaliando a evolução do desgaste da ferramenta, a
velocidade ótima de corte foi obtida no intervalo entre 314,22 e 416,32 m/min, em
função do custo total e do tempo total, para calcular assim, a máxima taxa de lucro do
processo. Uma diminuição no desgaste da ferramenta, no custo total e no tempo total de
fabricação por peça foram observadas com a utilização do fluido de corte vegetal,
quando comparado a ensaios realizados com fluido mineral e corte a seco.
vii
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
TOOL WEAR AND OPTIMIZATION OF CUTTING SPEED IN MACHINING OF
AUSTENITIC STAINLESS STEEL 304L WITH VEGETABLE FLUID
Bruno Mello de Freitas
March/2013
Advisor: José Luís Lopes da Silveira.
Department: Mechanical Engineering.
The use of stainless steel in the manufacturing industries have grown
exponentially due to its high resistance to corrosion, as well as its excellent mechanical
properties and physico-chemical characteristics, not found in other metal alloys. Its low
machinability is caused by the low thermal conductivity, high coefficient of friction,
high ductility and high tensile strength, which contribute to the increase of heat
generation between the tool and the workpiece during cutting, which causes high levels
of wear. In this study, the optimum cutting speed is determined for the turning process
of 304L austenitic stainless steel, using coated carbide cutting tools and soy based
vegetable cutting fluid. Experimental tests were performed for five cutting speeds: 300,
330, 360, 390 and 420 m/min, with a feed of 0.1 mm/rot and a depth of cut of 0.5 mm.
Evaluating the evolution of tool wear, the optimal cutting speed was obtained in the
range between 314,22 and 416,32 m / min, as a function of the total cost and the total
time, to calculate, the maximum profit rate of the process. A decrease in tool wear, in
the total cost and the total manufacturing time per piece was observed with the use of
vegetable cutting fluid, when compared to tests using mineral fluid and dry cut.
viii
ÍNDICE
1. Introdução 1
1.1 Motivação 2
1.2 Objetivos gerais 3
1.3 Objetivos específicos 3
1.4 Estrutura do trabalho 4
2. Revisão de Literatura 5
2.1 Usinagem por torneamento 5
2.2 Aço inoxidável 7
2.2.1 Aço inoxidável austenítico 8
2.3 Desgaste de ferramenta 11
2.4 Fluido de corte 16
2.4.1 Fluido de corte vegetal 18
3. Otimização da Velocidade de Corte 21
3.1 Vida da ferramenta 22
3.2 Tempo de corte 23
3.3 Tempo devido à ferramenta 24
3.4 Tempo improdutivo 24
3.5 Tempo total 25
3.6 Velocidade de corte para máxima produção 25
3.7 Velocidade econômica de corte 26
3.7.1 Vida econômica da ferramenta 30
3.8 Intervalo de máxima eficiência 31
3.9 Máxima taxa de lucro 31
4. Metodologia para a Análise do Desgaste 32
4.1 Equipamentos 32
5. Resultados dos Ensaios 40
ix
5.1 Resultados do Ensaio 1 40
5.2 Resultados do Ensaio 2 46
5.3 Resultados do Ensaio 3 49
5.4 Resultados do Ensaio 4 53
5.5 Resultados do Ensaio 5 56
5.6 Resultados do Ensaio 6 59
5.7 Resultados do Ensaio 7 63
5.8 Análise da Equação de Taylor 65
5.9 Cálculo das condições econômicas 70
5.9.1 Cálculo do tempo total e do custo total para as condições econômicas 71
5.9.2 Cálculo da máxima taxa de lucro 72
5.10 Comparação com estudos anteriores 73
6. Conclusão 80
7. Referências Bibliográficas 82
Anexo 1 - Dados técnicos do fabricante para o fluido de corte vegetal Balxedot. 90
Anexo 2 - Programação CNC utilizada nos ensaios. 95
Anexo 3 - Tabelas de dados experimentais dos ensaios. 96
Anexo 4 - Corpos de prova utilizados em cada ensaio. 103
Anexo 5 - Programa no Matlab para o tempo total, o custo total e a taxa de lucro. 104
1
1. Introdução
A utilização do aço inoxidável nas indústrias de fabricação cresce
exponencialmente por sua alta resistência à corrosão, além de excelentes propriedades
mecânicas e características físico-químicas não encontradas em outras ligas metálicas.
Conforme Jianxin et al. (2011a) a usinagem desse material é um assunto de grande
interesse na área industrial e de pesquisa científica mundial.
Na usinagem dos metais, o atrito entre a ferramenta e o cavaco ocasionam altos
desgastes das ferramentas de corte, que interfere diretamente na precisão dimensional e
no acabamento superficial da peça, proporcionando altos custos para as indústrias. Para
melhorar esse mecanismo, é usado o fluido de corte para reduzir a força de corte, alterar
a distribuição de temperatura na ferramenta e no cavaco, assim possibilitando maiores
velocidades de corte na produção e melhores rugosidades superficiais. O conhecimento
do desempenho dos fluidos de corte na usinagem de diferentes materiais é de crítica
importância para melhorar a eficiência de qualquer processo de usinagem, porém,
muitos dos fluidos de corte possuem substâncias químicas em sua composição
prejudiciais às pessoas e ao meio ambiente e um método para amenizar esses problemas
é a utilização de fluidos vegetais que são ecologicamente amigáveis pela sua
biodegradabilidade. No presente estado da arte não há garantia que os fluidos de corte
serão totalmente eliminados em um futuro próximo.
A evolução tecnológica metal mecânica, mais precisamente no processo de
usinagem, apresenta um franco desenvolvimento, atingindo níveis de elevada excelência
nas máquinas e nas ferramentas. O desempenho da ferramenta necessita de estudos bem
aprofundados, principalmente para prever e estabelecer a vida útil da ferramenta,
otimizando assim, a velocidade de corte para desenvolver processos capazes de produzir
a maior quantidade de produtos com alta qualidade, a um custo econômico, em um
mínimo espaço de tempo.
A maioria das ferramentas de metal duro utilizadas na indústria de usinagem é
revestida e esses recobrimentos encarecem o custo da ferramenta, porém os custos com
as ferramentas são secundários quando comparados com outros custos de operações,
como por exemplo, o custo da hora máquina. Kalls et al. (2006) concluíram que
reduzindo os custos da ferramenta de corte em 30%, ou com um aumento de sua vida
útil em 50%, nos resultará apenas em 1% na redução dos custos de fabricação. Em
2
contrapartida, um aumento em 20% dos parâmetros de corte resultará numa redução de
15% nos custos produtivos.
Existem poucos modelos dos desgastes das ferramentas para o torneamento
apresentados na literatura, devido à complexidade na modelagem desse processo. A
vida da ferramenta é reconhecida como um critério na metodologia de otimização de um
sistema de corte e por isso, muitas empresas se interessam em otimizar os parâmetros de
corte, através da análise do desgaste da ferramenta para reduzir custos, melhorar a
qualidade do produto e aumentar a eficiência de seus processos produtivos.
Nesse contexto, mais da metade dos produtos na indústria de fabricação são
submetidos, no mínimo, a uma operação de usinagem no decorrer de sua fabricação. Os
custos estão diretamente relacionados com a sua usinabilidade, logo a determinação dos
parâmetros ótimos de corte é realizada pela análise das funções objetivo do custo total,
tempo total e máxima taxa de lucro, calculando assim, o intervalo de máxima eficiência
do processo. Nesse trabalho a influência da velocidade de corte é investigada através da
vida útil de uma ferramenta de metal duro, visando o cálculo da economia do processo
através da equação de Taylor (Ferraresi, 2009), no decorrer da usinagem do aço
inoxidável austenítico 304L utilizando fluido de corte vegetal a base de soja.
1.1 Motivação
As pesquisas na usinagem de aços inoxidáveis tiveram um aumento expressivo
de interesse a partir da década de 90. Uma consulta no site Web of Science forneceu
mais de 200 artigos publicados na área em 2010, 2011 e 2012, mostrado da Figura 1.1.
A usinagem de materias de alto desempenho apresenta problemas técnicos como
desgaste elevado da ferramenta, baixa eficiência de usinagem e alto custo de produção.
A otimização da velocidade de corte é necessária para maximizar o desempenho de um
sistema. Outro mercado que apresenta um desenvolvimento contínuo e necessita de um
estudo aprofundado é o de fluidos de corte, que com as regulamentações ambientais
mais rigorosas, novas tecnologias são desenvolvidas para a fabricação de óleos menos
tóxicos.
3
Figura 1.1. Gráfico da quantidade de artigos publicados sobre a usinagem do aço inoxidável nos últimos
anos (Web of Science).
1.2 Objetivos gerais
Otimizar a velocidade de corte de usinagem com dados reais da evolução do
desgaste de uma ferramenta de metal duro com recobrimento, no torneamento do aço
inoxidável austenítico 304L, com a presença de fluido de corte vegetal a base de soja,
causadas pela variação da velocidade de corte, observando o fim da vida da ferramenta
com a finalidade de estabelecer o intervalo de máxima eficiência do processo.
1.3 Objetivos específicos
Avaliar a influência da velocidade de corte através de ensaios no torneamento
cilíndrico externo de acabamento do aço inoxidável austenítico 304L com diferentes
velocidades de corte, assim como a progressão do desgaste da ferramenta de corte de
metal duro com a presença do fluido emulsivo vegetal a base de soja.
Com gráficos logaritmos do desgaste da ferramenta em função do tempo de
corte será calculado o coeficiente angular da reta x e a constante K da vida da
ferramenta na equação de Taylor, para determinar a curva da vida útil da ferramenta de
usinagem.
Através de todos os valores coletados, calcular os intervalos de máxima
eficiência que otimizam os processos de usinagem, determinando a faixa ideal de
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4
velocidade e tempo de corte, reduzindo o custo de fabricação e/ou aumentando a
produtividade e lucratividade do processo.
1.4 Estrutura do trabalho
O trabalho está dividido em sete capítulos, sendo que no capítulo 1, é
apresentada a introdução, a motivação e os objetivos gerais e específicos. No capítulo 2
dando continuidade ao trabalho é exposta a revisão da literatura com uma breve
apresentação sobre a usinagem por torneamento, aço inoxidável, tipos dos desgastes e
fluido de corte. No capítulo 3 é descrita a otimização para análise econômica do
processo. No capítulo 4 há a metodologia para análise dos desgastes. No capítulo 5 são
apresentadas a análise dos resultados e as discussões. No capítulo 6 estão as conclusões
e sugestões para trabalhos futuros e o trabalho é finalizado no capítulo 7 com as
referências bibliográficas.
5
2. Revisão de Literatura
2.1 Usinagem por torneamento
Usinagem é o processo da indústria de transformação mecânica aplicado a peças
de metais: fundidas, forjadas, pré-fabricadas ou brutas, no qual uma camada
denominada cavaco é removida, conferindo à peça a geometria desejada através de uma
ferramenta afiada em forma de cunha. O cavaco é definido como a porção de material
da peça, retirada pela ferramenta, caracterizando-se por apresentar forma geométrica
irregular (Ferraresi, 2009).
Segundo Almeida (2010), o processo de usinagem é utilizado na fabricação de
produtos de vários setores industriais. Avalia-se que entre 15 e 20% do aço produzido
no mundo seja modificado ou removido pela usinagem em forma de cavaco,
evidenciando assim, um contínuo desenvolvimento tecnológico dos equipamentos e das
ferramentas.
É difícil citar algum produto que não necessite, direta ou indiretamente, o uso de
uma operação de usinagem em algum processo de sua manufatura. A grande utilização
dos processos de usinagem se deve principalmente à variedade de geometrias possíveis
de serem usinadas, com alto grau de precisão dimensional e de acabamento superficial e
também, devido às poucas alterações nas propriedades do material após o processo.
Essas características fazem com que, na grande maioria dos casos, os processos de
usinagem não possam ser substituídos por nenhum outro processo de fabricação, sendo
muitas vezes usados após outros processos com o objetivo de prover uma melhora no
acabamento superficial ou na tolerância dimensional do produto (Walker, 2004).
O processo de usinagem é extremamente complexo, envolvendo fenômenos com
efeitos mecânicos, metalúrgicos e térmicos que intervêm substancialmente no modo de
formação do cavaco, nas forças de corte e na vida da ferramenta. Segundo Trent e
Writing (2000) a usinabilidade de um material pode ser quantificada levando-se em
consideração o número de componentes produzidos por hora, o custo de usinagem do
componente ou a qualidade final da superfície trabalhada.
Entre os principais processos de usinagem convencional há o torneamento, onde
a peça executa um movimento de corte rotativo e a ferramenta monocortante executa
um movimento de translação de avanço e é geralmente utilizado na fabricação de peças
com simetria de revolução.
6
O torneamento é um processo mecânico de usinagem, em que a ferramenta de
corte remove o cavaco da superfície da peça através da rotação cilíndrica, para alcançar
dimensões geométricas preestabelecidas (Xavior e Adithan 2009). O material removido
desliza na face da ferramenta, conhecida como superficie de saída, resultando em
elevadas tensões normais e de cisalhamento e, além disso, há um alto coeficiente de
atrito no decorrer da formação do cavaco. Quanto à forma da trajetória, o torneamento
pode ser retilíneo ou curvilíneo (Ferraresi, 2009). No retilíneo há o torneamento
cilíndrico externo (Figura 2.1) que será utilizado nos experimentos, onde a ferramenta
se desloca segundo uma trajetória retilínea paralela ao eixo principal de rotação da
máquina. Ainda nesse grupo há o torneamento cilíndrico interno, torneamento cônico
interno e externo, torneamento radial e perfilamento.
Figura 2.1. Torneamento retilíneo cilíndrico externo (Ferrari, 2009).
Machado et al. (2011) descrevem que quanto à finalidade, todas as operações de
usinagem podem ser classificadas em desbaste e acabamento. Entende-se por desbaste,
a operação anterior a de acabamento, onde há uma grande remoção de material visando
obter na peça a forma e dimensões próximas das finais. O acabamento é a operação
destinada a obter na peça as dimensões finais, onde a especificação da qualidade final
da peça é prioritária. A rugosidade superficial é uma das especificações mais frequentes
nos projetos mecânicos. Pesquisas relatam que o aumento da velocidade de corte
melhora o acabamento superficial da peça e também diminui as forças de corte (Arbizu
e Pérez, 2003, Cakir et al., 2009, Noordin et al., 2001, Pawade et al., 2007). Um estudo
para determinar as condições ótimas de corte e os modelos matemáticos para a
rugosidade superficial (Ra e Rz) foi realizado por Asilturk e Neseli (2012), para o
torneamento a seco do aço inoxidável austenítico 304, utilizando pastilha de metal duro.
Os autores avaliaram a influência dos parâmetros de corte (velocidades de corte de 50,
100 e 150 m/min, profundidades de corte de 1; 1,5 e 2 mm e avanços de 0,15; 0,2 e 0,25
7
mm/rot) em relação à rugosidade superficial da peça, primeiramente através do método
computacional de Taguchi e, posteriormente, utilizando a metodologia de superfície de
resposta (RSM). Por último, a adequação do modelo matemático é provada através da
análise de variância (ANOVA). Seus resultados indicaram que o avanço é o fator que
mais influencia na rugosidade superficial da peça. O valor de Ra é minimizado quando o
valor do avanço é de 0,15 mm/rot, da profundidade de corte é de 1,5 mm e da
velocidade de corte é de 50 m/min. Por sua vez, o valor de Rz é minimizado quando o
valor do avanço é de 0,15 mm/rot, da profundidade de corte é de 1 mm e da velocidade
de corte é de 150 m/min.
2.2 Aço inoxidável
Segundo Asilturk e Neseli (2012) o aço inoxidável devido sua resistência à
corrosão é largamente utilizado na indústria de saúde, alimentos, na manufatura de
talheres, pias, tubulação e equipamentos farmacêuticos, bem como em molas, porcas e
parafusos. Xavior e Adithan (2009) acrescentam que esse material encontra ampla
aplicação em acessórios e componentes no setor de transporte aéreo e aeroespacial
como buchas, eixos, válvulas, parafusos especiais, recipientes criogênicos, na indústria
química e também tem sido usado na soldagem de estruturas em construção
aeroespacial. Outra aplicação desse material é na indústria de injeção de moldes e
matrizes para o processamento de materiais poliméricos.
Os aços inoxidáveis estão divididos em três classes com base na fase constituinte
predominante na sua microestrutura que pode ser martensítica, ferrítica ou austenítica.
Para esse trabalho foi utilizado o aço inoxidável austenítico que possuem grande
resistência à corrosão e contém composição química de 12 a 25% de cromo e de 8 a
25% de níquel, podendo sofrer melhorias em suas propriedades com adição de
molibdênio, cobre, alumínio ou silício. Fang e Zhang (1996), Qi e Mills (1996)
estudaram que a inserção de elementos oxidantes em aços inoxidáveis contendo
enxofre, tais como o cálcio, também melhora a usinabilidade desses aços. Essa alteração
resulta em um aumento nas propriedades plásticas, ou seja, menores forças de corte e
menos calor no decorrer da usinagem. M’Saoubi et al. (1999) descrevem que os aços
inoxidáveis austeníticos que contêm um alto teor de enxofre em seus elementos
químicos, são mais suscetíveis à corrosão, fazendo necessário a adição de outros
elementos químicos para melhoria de sua usinabilidade.
8
2.2.1 Aço inoxidável austenítico
O aço inoxidável austenítico é um material não magnético e que possui uma
resistência superior quando comparado com os aços inoxidáveis ferríticos. Além dessas
propriedades, que são comuns a todos os austeníticos 304, 304L, 316 e 316L, o aço
inoxidável 304L é menos suscetível a corrosão na zona termicamente afetada (ZTA),
durante a soldagem, pois possui menor teor de carbono (máximo de 0,03%), em
comparação com o aço inoxidável 304 que possui até 0,07% de carbono em sua
composição química. Segundo Martin et al. (2011) os aços inoxidáveis do tipo 304, em
geral, são os mais utilizados, Sullivan e Cotterell (2002) acrescentam que no grupo dos
aços inoxidáveis, a utilização dos aços inoxidáveis austeníticos é de 65 a 70%, sendo
que os da série 300 são os mais utilizados.
Trent e Wright (2000) descrevem que os aços inoxidáveis austeníticos são mais
difíceis de usinar do que os aços carbono. Essa característica ocasiona uma forte
aderência da interface da peça com a ferramenta que quando o cavaco é retirado pode
remover pequenos pedaços da ferramenta, ocasionando assim, a sua ruptura. Esses
fatores explicam a formação de aresta postiça no decorrer da usinagem desse material
que causará um aumento da taxa do desgaste da ferramenta e a deterioração da
integridade superficial da peça.
A baixa usinabilidade do aço austenítico é geralmente atribuida a baixa
condutividade térmica, alto coeficiente de atrito e elevada ductilidade, que contribuem
para o aumento de calor entre a ferramenta e a peça no decorrer da usinagem. Esse
material também possui alta resistência à tração, alta tenacidade à fratura e podem ser
reforçados por tratamentos a frio (Abou-El-Hossein e Yahya, 2005, Akasawa et al.,
2003, Kopac e Sali, 2001, Trent e Writing, 2000).
De acordo com Fernández-Abia et al. (2011) para alcançar uma melhor
produtividade e qualidade na usinagem dos aços inoxidáveis austeníticos, mantendo
uma vida útil conveniente da ferramenta, são realizados estudos fixando-se o valor do
avanço e da profundidade de corte, enquanto que a velocidade de corte é otimizada.
Para os aços austeníticos a velocidade de corte é tradicionalmente utilizada entre 150 e
350 m/min, ou seja, uma faixa moderada.
Em pesquisa desenvolvida por Ciftci (2006) foram realizados ensaios variando a
velocidade de corte em 120, 150, 180 e 210 m/min, avanço e profundidade de corte
fixados em 0,16 mm/rot e 1 mm, respectivamente, no torneamento a seco de aços
9
inoxidáveis austeníticos 304 e 316, utilizando ferramentas de metal duro. As influências
da velocidade de corte, do revestimento da superfície da ferramenta e o material da peça
foram investigadas quanto a rugosidade e as forças de corte na superfície usinada. Os
desgastes das ferramentas de corte foram examinados num microscópio eletrônico de
varredura (SEM). Foram apresentados resultados experimentais onde a velocidade de
corte significativamente afetou os valores de rugosidade da superfície usinada. Com
aumento da velocidade de corte em aproximadamente 180 m/min, os valores da
rugosidade superficial se reduziram até um valor mínimo e posteriormente com o
aumento da velocidade a rugosidade aumentou novamente.
Tekiner e Yesilyurt (2004) também investigaram a melhor condição de corte
para a usinagem de aços inoxidáveis 304, considerando a emissão acústica no processo
de usinagem. As análises foram realizadas com três diferentes avanços (0,2; 0,25 e 0,3
mm/rot) em cada velocidade de corte, 120, 135, 150, 165 e 180 m/min, com
produndidade de corte de 2,5 mm. Os critérios utilizados para análise foram o desgaste
de flanco da ferramenta, aresta postiça, forma dos cavacos, rugosidade superficial e
consumo de energia da máquina. Os parâmetros de corte que apresentaram os melhores
desempenhos foram a velocidade de 165 m/min e o avanço de 0,25 mm/rot.
Para conhecimento dos parâmetros de corte realizados na usinagem dos aços
inoxidáveis, nas Tabelas 2.1 e 2.2, estão alguns estudos para determinados avanços e
velocidades de corte.
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Tabela 2.1. Estudos realizados com determinados avanços na usinagem do aço inoxidável.
11
Tabela 2.2. Estudos realizados com determinadas velocidades de corte na usinagem do aço inoxidável.
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2.3 Desgaste de ferramenta
O metal duro é considerado o material de ferramenta mais adequado disponível
comercialmente para o processo de acabamento dos aços inoxidáveis. Segundo Lim et
al. (1999), para reduzir o desgaste, melhorar a vida útil da ferramenta e,
consequentemente, aumentar a produtividade são depositados nas ferramentas
revestimentos finos e com elevada dureza. A eficiência dos revestimentos é atribuída a
sua dureza e maior resistência à abrasão, melhorando, assim, o desempenho no decorrer
da usinagem. Ezugwu e Okeke (2001) relataram que avaliar a aplicabilidade e
desempenho do revestimento das ferramentas, para as operações de corte de diferentes
metais, requer que o substrato de metal duro possua o equilíbrio adequado entre
tenacidade e dureza, para minimizar a falha prematura da ferramenta e também ser
resistente o suficiente para suportar adequadamente o revestimento dos materiais.
O desgaste de uma ferramenta de metal duro é o resultado da ação de vários
fenômenos distintos, denominados componentes do desgaste. A componente do
desgaste predominará em relação as demais dependendo da natureza do material
usinado e das condições de usinagem (Ferraresi, 2009).
Xavior e Adithan (2009) afirmam que para se analisar a eficiência do processo
de usinagem deve-se avaliar alguns de seus parâmetros, tais como, o desgaste de flanco
da ferramenta, rugosidade superficial da peça, entre outros.
Baseado em Shabtay e Kaspi (2002) a vida de uma ferramenta de corte termina
em duas formas diferentes: o desgaste gradual ou progressivo de certas regiões na
superfície do flanco e de saída da ferramenta, ou de uma falha catastrófica que pode
acarretar em um fim prematuro para a vida da ferramenta.
Entre os tipos de desgaste: cratera (Figura 2.2), entalhe (Figura 2.3) e de flanco
ou frontal (Figura 2.4), o desgaste de flanco é o que mais afeta a vida da ferramenta e a
qualidade do produto e ocorre na superfície da ferramenta que está em contato com a
peça. Esse tipo de desgaste interfere diretamente no acabamento superficial da peça e,
finalmente, no custo do produto final em um projeto, pois, o valor da rugosidade
superficial é um dos requisitos mais comumente especificados (Park e Kwon, 2011,
Xavior e Adithan, 2009). O desgaste excessivo na superfície do flanco é chamado de
desgaste de entalhe. Uma preocupação é que muitas vezes, o desgaste de entalhe leva a
uma falha catastrófica da ferramenta (Park e Kwon, 2011).
13
O desgaste da ferramenta de corte pode ser avaliado através dos métodos diretos
e indiretos. No método direto, que será utilizado nesse trabalho, mede-se a geometria da
ferramenta usando-se dispositivos óticos. O método indireto utiliza a aquisição de
valores medidos de variáveis do processo (tais como a força de corte, temperatura,
vibração, emissão acústica) e da relação entre o desgaste da ferramenta e esses
parâmetros do processo.
Figura 2.2. Desgaste de cratera (SANDVIK Coromant: Manual Técnico).
Figura 2.3. Desgaste de entalhe.
Figura 2.4. Desgaste de flanco ou frontal.
O método mais adequado para a avaliação da vida útil da ferramenta é medir o
acabamento ou a integridade superficial da peça usinada (Mahdavinejad e Saeedy,
2011), porém como nem sempre é economicamente viável e fácil de realizar, Childs et
al. (2000) recomendam o monitoramento da vida através do desgaste no flanco da
14
ferramenta, pois esse é o desgaste que mais influencia na precisão da rugosidade
superficial da peça.
Os desgastes nas ferramentas de corte de aço rápido, metal duro e cerâmica são
quantificados pela norma ISO 3685:1993 (Figura 2.5), utilizando-se como critério para
o fim da vida em operações de desbaste:
Desgaste de flanco médio (VB = 0,3 mm).
Desgaste de flanco máximo (VBB máx = 0,6 mm), no caso do desgaste não
ocorrer de forma regular ao longo do flanco.
Profundidade de cratera (KT = 0,06 + 0,3 f), onde f é avanço em mm/rot.
Desgaste de entalhe (VBN = 1 mm).
Falha catastrófica.
A norma ainda recomenda a reafiação ou substituição da ferramenta ao atingir
qualquer um desses parâmetros.
Figura 2.5. Parâmetros de medição dos desgastes na ferramenta (ISO 3685:1993).
0,6 mm
0,3 mm
1,0 mm
15
Os estágios da evolução do desgste são mostrados graficamente na Figura 2.6. e
existem três estágios no decorrer da evolução do desgaste da ferramenta e são definidos
como (Machado et al., 2011:
Estágio 1: É a fase inicial do corte, onde a ferramenta se desgasta
aceleradamente devido a adequação do sistema tribológico, como se a cunha
cortante estivesse se adaptando ao processo.
Estágio 2: A característica predominante é um desgaste com uma taxa
aproximadamente constante ao longo do tempo de usinagem. Nessa fase a
ferramenta já está adequada ao processo e os mecanismos do desgaste
operam a uma taxa menor, mais baixa que a do Estágio 1.
Estágio 3: Nesse último estágio inicia-se a aceleração acentuada do desgaste
em um curto espaço de tempo e posteriormente poderá acontecer a falha
catastrófica da ferramenta.
Figura 2.6. Evolução do desgaste da ferramenta em função do tempo de usinagem (Machado et al., 2011).
Jianxin et al. (2011a) avaliaram o desgaste em dois tipos de ferramentas de
metal duro, WC/Co e WC/TiC/Co, no torneamento a seco. Como critério de
desempenho considerou-se o desgaste de flanco da ferramenta, as forças de corte e a
temperatura de corte. Sob as mesmas condições de análises para os três itens avaliados
foram encontrados menores valores para a ferramenta de WC/TiC/Co quando
comparado com a de WC/Co.
16
Abou-El-Hossein e Yahya (2005) relataram um estudo experimental
considerando o efeito da variação do avanço (0,025; 0,050; 0,075; 0,1 mm/rot) e da
velocidade de corte (150, 190, 225, 260 m/mim) sobre a vida útil e os modos do
desgaste nas pastilhas de metal duro, no fresamento do aço inoxidável 304, com
profundidade de corte de 2 mm. A medição do desgaste foi realizada através de um
microscópio eletrônico de varredura. Um aumento do desgaste de entalhe na superfície
de flanco da ferramenta foi observado com o aumento da velocidade de corte, e, ao
mesmo tempo, foi observado uma diminuição no desgaste da ferramenta, com o
aumento do avanço. Nesse estudo as condições ótimas de velocidade de corte de 150
m/min e avanço de 0,075 mm/rot forneceram máxima produtividade ao processo e
máxima vida útil à ferramenta.
Por sua vez Korkut et al. (2004) pesquisaram a determinação da velocidade ideal
de corte no torneamento a seco do aço inoxidável 304, utilizando ferramentas de corte
de metal duro. Os autores investigaram a influência da velocidade de corte em relação
ao desgaste de flanco da ferramenta e à rugosidade superficial da peça. As velocidades
utilizadas foram 120, 150 e 180 m/min, o avanço e a profundidade de corte foram
fixados em 0,24 mm/rot e 2,5 mm, respectivamente. O desgaste de flanco foi
dimensionado em conformidade com a norma ISO 3685 (desgaste de flanco VB = 0,3
mm) e a marca de desgaste foi visualizada através de um microscópio eletrônico de
varredura. A rugosidade (Ra) foi medida em um equipamento portátil (Mahr
Perthometer M2). Uma diminuição no desgaste de flanco da ferramenta e da rugosidade
(Ra) foi observada com o aumento da velocidade de corte até 180 m/min. A razão da
diminuição da rugosidade pode ser atribuída à presença de aresta postiça em baixas
velocidades.
2.4 Fluido de corte
Segundo Belluco e De Chiffre (2004) o mercado de fluidos de corte, Figura 2.7,
apresenta um grande desenvolvimento, devido principalmente a produção sustentável e
as regulamentações ambientais mais rigorosas. Para atender esses requisitos, novas
tecnologias para a fabricação de óleos mais "limpos" são desenvolvidas e essa tendência
é impulsionada pela redução de custos e desperdícios causados diretamente e
indiretamente pelo uso de fluidos de corte não renováveis. De acordo com Sreejith e
Ngoi (2000) os fluidos e lubrificantes utilizados no processo de usinagem possuem uma
17
representatividade de 16 a 20% nos custos de fabricação. Por consequência dos efeitos
negativos associados pelos fluidos de corte, muitas pesquisas têm sido recentemente
dirigidas no sentido de minimizar o uso de fluidos de corte ou evitá-los totalmente.
Ozcelik et al. (2011a) descrevem que os fluidos de corte utilizados na usinagem
de metais podem ser classificados em minerais, sintéticos, semi-sintético, solúveis e
fluidos de corte de base vegetal. Com excessão do fluido vegetal, os demais possuem
substâncias químicas prejudiciais ao ecossistema e quando evaporadas causam graves
problemas de saúde. Seu uso incorreto polui o ar e o descarte inapropriado contamina a
água, o solo e possivelmente os alimentos.
Existem inúmeros métodos de aplicação do fluido de corte, porém, o mais
utilizado atualmente, por sua simplicidade, é o jorro de baixa pressão, ou por gravidade,
que é aplicado na direção da interface cavaco-ferramenta, ou na superfície de saída da
ferramenta. Nesse método, o fluido de corte remove o cavaco da interface do cavaco-
ferramenta, dispensando dispositivos ou equipamentos especiais.
A maior parte da energia mecânica utilizada para formar o cavaco torna-se calor,
que gera altas temperaturas na região de corte. Devido à razão que uma elevada
temperatura da ferramenta leva a um desgaste mais rápido, o uso de fluidos de corte em
processos de usinagem tem como seu principal objetivo a redução da temperatura na
região de corte, que através de lubrificação, reduz o desgaste e o atrito (Xavior e
Adithan, 2009).
Outra melhoria da utilização do fluido de corte é na redução da formação de
aresta postiça, melhorando assim, as tolerâncias dimensionais da peça e a vida útil da
ferramenta. Segundo Ávila e Abrão (2001) o uso de fluidos no processo de usinagem foi
utilizado pela primeira vez por F. Taylor, que utilizou água como refrigerante e
alcançou um aumento na velocidade de corte de até 33% na usinagem de aços sem
reduzir a vida da ferramenta.
O fluido de corte tem imensa importância em operações de usinagem, pois ajuda
na refrigeração do calor gerado no decorrer do corte, para melhorar assim as condições
tribológicas do processo, evitar a formação de aresta postiça, facilitar a remoção de
cavacos para aumentar a vida útil da ferramenta e melhorar o acabamento superficial e
as tolerâncias dimensionais, através da redução das forças de corte e vibrações (Cetin et
al., 2011, Jianxin et al., 2011b, Nouari et al., 2003).
18
Figura 2.7. Fluido de corte (Moraes, 2012).
Segundo Bartz (1998) aproximadamente 13% de todos os lubrificantes utilizados
nos países da União Européia e 32% nos EUA são emitidos para o meio ambiente sem
muitas alterações em suas propriedades.
Segundo Cetin et al. (2011) há uma grande demanda para o desenvolvimento de
fluidos ambientalmente amigáveis para redução desses efeitos nocivos, tais como os
fluidos de corte de base vegetal. No Brasil, não há legislação para fluidos de corte, mas
existem duas leis que apenas classificam os lubrificantes como resíduos perigosos e dão
instruções sobre sua eliminação e reciclagem em geral: CONAMA 362/05 e o Decreto
Federal 50.877/61 (Alves e Oliveira, 2006).
2.4.1 Fluido de corte vegetal
Óleos vegetais são menos tóxicos, renováveis, ambientalmente amigáveis e
reduzem os custos de tratamento de resíduos devido a sua biodegradabilidade. Xavior e
Adithan (2009) afirmam que mais atenção tem sido dada para a classe de emulsão à
base de óleo vegetal e recentemente os óleos e gorduras vegetais têm sido utilizados
como lubrificantes para a usinagem de metais. O uso de óleo vegetal pode minimizar os
problemas enfrentados pelos operadores, como o câncer de pulmão e de pele e em
doenças respiratórias por consequência da inalação do vapor tóxico presente no
ambiente de trabalho. Ozcelik et al. (2011a), Ozcelik et al. (2011b) afirmam que fluidos
de corte vegetais têm potencial para reduzir os custos do tratamento de resíduos devido
à sua maior biodegradabilidade e maior redução aos riscos de doenças, uma vez que são
menos tóxicos resultando em um ambiente de trabalho mais saudável e limpo, com
menos elementos tóxicos no ar.
19
No estudo de Abdalla e Patel (2006) foram avaliados fluidos de corte mineral e
de base vegetal de: coco, girassol, dendê e colza, na usinagem de aços inoxidáveis e
ligas aeroespaciais de titânio. Através de estudos tribológicos, os fluidos de corte
vegetais forneceram valores de baixo coeficiente de atrito, ou seja, houve um
desempenho superior em comparação com o fluido mineral e também obtiveram as
condições ótimas na usinagem dos aços inoxidáveis. Xavior e Adithan (2009) relataram
que no decorrer da usinagem do aço inoxidável 304, os operadores de uma pequena
indústria, utilizaram óleo vegetal como fluido de corte, pois encontram dificuldades
tribológicas, como a alta temperatura entre a ferramenta de metal duro e a peça,
ocasionando assim, o desgaste prematuro da ferramenta e imperfeições na superfície da
peça. Seguindo esse procedimento, os autores desenvolveram uma pesquisa para
determinar a influência de fluidos de corte (fluido vegetal a base de coco, óleo emulsivo
e óleo puro) no desgaste da ferramenta e na rugosidade superficial durante o
torneamento do aço inoxidável austenítico 304, com ferramenta de metal duro
concluíram que o comportamento do fluido vegetal a base de coco obteve um
desempenho superior no desgaste da ferramenta e no acabamento superficial do aço, em
relação ao óleo emulsivo e ao óleo puro, no decorrer do processo de usinagem.
Em pesquisa realizada por Cetin et al. (2011) foram utilizados seis diferentes
fluidos de corte, dois a base de girassol e dois a base de canola, todos com diferentes
porcentagens de aditivos de extrema pressão (EP) e dois tipos de fluidos de cortes
comerciais, um semi-sintético e outro mineral, para avaliar a redução da rugosidade
superficial, das forças de cortes e do avanço, no torneamento do aço inoxidável
austenítico 304L, com ferramentas de metal duro, através do método de Taguchi. A
partir dos resultados obtidos, os fluidos comerciais podem ser substituídos pelos
vegetais, pois proporcionam uma taxa de desempenho superior no decorrer da
usinagem, além de reduzirem os riscos para a saúde no trabalho e terem custos mais
baixos para tratamento de resíduos devido a sua biodegradabilidade superior.
John et al. (2004) desenvolveram um óleo emulsivo a base de soja. A
estabilidade e a eficiência dessa emulsão foram avaliadas e se comprovou que essa pode
ser usada na indústria para substituir parcialmente ou completamente o óleo emulsivo
mineral comumente usado.
Em geral, os fluidos de corte vegetais possuem um desempenho de lubrificação
superior a outros tipos de fluidos de corte, reduzindo o desgaste da ferramenta, a
rugosidade superficial e as forças de corte, melhorando a precisão dimensional e a vida
20
útil da ferramenta. Possui ainda alto índice de viscosidade, alto ponto de fulgor e baixa
volatilidade. Para conhecimento dos tipos de lubrificação realizados na usinagem do aço
inoxidável, foi realizada a Tabela 2.3, onde estão alguns estudos realizados com
determinados fluidos de corte e na usinagem a seco.
Tabela 2.3. Estudos realizados com fluido de corte e a seco na usinagem do aço inoxidável
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21
3. Otimização da Velocidade de Corte
A otimização das condições de corte (velocidade de corte, avanço e
profundidade de corte) procura maximizar o desempenho de um sistema e ainda é uma
área ativa de pesquisa desde Gilbert (1950), que é considerado o primeiro trabalho em
economia da usinagem. Muitos conceitos e procedimentos de otimização têm sido
desenvolvidos desde então para obter melhores condições no processo produtivo.
Assim, qualquer melhoria na usinagem do aço inoxidável tem um grande impacto sobre
a competitividade industrial.
As indústrias de fabricação usam as informações contidas em manuais, ou
catálogos dos fabricantes de ferramentas e máquinas, para obterem as condições de
corte a serem utilizadas em seus processos de usinagem (Aggarwal et al., 2008).
As condições de corte dependem da ferramenta de corte, máquina-ferramenta,
parâmetros de corte e também do fluido de corte. O ideal para a usinagem é que as
recomendações dos fabricantes somente sejam usadas como um guia e que parâmetros
de corte adequados sejam encontrados para cada ferramenta e suas condições de
trabalho (Richetti et al., 2004).
Uma solução ideal para um problema na economia no processo de usinagem é
quando a vida da ferramenta é analisada em função da determinação das condições
ótimas de corte (velocidade de corte, avanço, profundidade de corte, entre outros) a fim
de minimizar os custos de usinagem por peça (Iakovou et al., 1996).
As condições ótimas de usinagem estão localizadas em um intervalo, conhecido
como intervalo de máxima eficiência (IME), limitados pela velocidade de corte de
máxima produção e a velocidade de mínimo custo. As condições ótimas de corte são
selecionadas para reduzir os custos e aumentar os lucros a um determinado prazo.
Em um processo de usinagem, Shabtay e Kaspi (2002) propuseram algoritmos
para as condições ótimas através do tempo mínimo, do custo mínimo e da máxima taxa
de lucro para avaliar o intervalo de máxima eficiência. A metodologia foi através da
substituição da ferramenta quando acorre uma falha.
Muitas pesquisas realizadas para otimizar os parâmetros de corte utilizam apenas
um dos três critérios estudado por Shabtay e Kaspi (2002). Nesse trabalho será avaliado
o custo total e o tempo total para mensurar as condições econômicas de corte e faz-se
necessário o conhecimento dos tempos e das velocidades que envolvem o processo.
22
3.1 Vida da ferramenta
A baixa condutividade térmica do aço inoxidável implica altas temperaturas na
interface da ferramenta com o cavaco e, consequentemente, uma redução na vida da
ferramenta. Outro inconveniente é o uso de altas velocidades de corte, pois seu efeito é
adverso na vida útil da ferramenta.
Segundo Shabtay e Kaspi (2002) a vida da ferramenta tem sido há muito tempo
reconhecida como um fator que tem que ser tomado em consideração para a operação de
usinagem. Em operações de desbaste ou acabamento, as diferentes velocidades de corte,
avanços e ângulos da ferramenta são escolhidos geralmente de acordo com critérios que
irão proporcionar uma vida útil econômica à ferramenta.
A vida da ferramenta é o tempo de corte necessário (deduzindo os tempos
passivos) para a ferramenta atingir um critério de vida útil previamente estabelecido, até
perder a sua capacidade de corte. Atingindo esse tempo se recomenda a afiação ou a
substituição da ferramenta (Diniz et al., 2010).
A função de vida T = f(v), conhecida como curva da vida da ferramenta foi
deduzida pela primeira vez por Taylor em 1906 e é expressa através da equação
(Ferraresi, 2009):
Onde x e K são constantes da equação de Taylor e dependem do material a ser
usinado. A representação da curva da vida da ferramenta em escala logarítmica possui a
característica de uma reta. Nesse caso a equação pode ser expressa na forma:
A constante K pode ser interpretada como a vida da ferramenta para uma
velocidade de corte de 1 m/min, Vc é a velocidade de corte [m/min], o expoente x é o
coeficiente angular da reta no diagrama bi-logarítmico.
A equação (1) pode ser aplicada em outros materiais de corte além das pastilhas
de metal duro. Shabtay e Kaspi (2002) expressam a equação de Taylor sob a forma:
(3)
(1)
(2)
23
onde T é a vida útil da ferramenta [min], n é coeficiente angular da reta da função log *
log e C é uma constante. O índice n depende principalmente do material da ferramenta,
onde
e
.
As velocidades de corte dadas por equações desse tipo, isto é, definidas para
uma determinada vida da ferramenta, são denominadas velocidades ótimas de corte.
Caso a vida T da ferramenta seja calculada pelas condições econômicas, a velocidade
ótima de corte recebe o nome de velocidade econômica de corte, isto é, velocidade da
qual o custo de produção é o mínimo.
3.2 Tempo de corte
Segundo Sullivan e Cotterell (2002) os custos com usinagem são determinados
principalmente pelo tempo de corte, onde as demandas de uma maior produtividade
levam a uma combinação de parâmetros de usinagem próximo ao ideal.
O tempo efetivo de corte da ferramenta para a usinagem de uma peça é dado por:
(4)
sendo:
(5)
e
(6)
então:
(7)
onde:
: Tempo de corte [min].
: Percurso de avanço [mm].
: Velocidade de avanço [mm/min].
: Avanço [mm/volta].
: Rotação [rpm].
: Velocidade de corte [m/min].
: Diâmetro da peça [mm].
24
3.3 Tempo devido à ferramenta
O tempo devido à ferramenta é o tempo consumido com a sua troca e a sua
afiação para todo o lote, e é expresso pela equação (8):
(8)
sendo:
(9)
e
(10)
Substituindo e na expressão do tempo gasto com a ferramenta, equação (8),
e substituindo a equação (1) para a vida da ferramenta T e a equação (7) para o tempo de
corte tc, se obtém:
(11)
onde:
: Número de trocas da ferramenta durante a fabricação do lote.
: Tempo consumido com a ferramenta [min].
Z: Número de peças do lote.
: Tempo de troca da ferramenta [min].
: Tempo de afiação da ferramenta [min].
3.4 Tempo improdutivo
Os tempos improdutivos são os tempos que não agregam valor para a
produtividade e é a soma dos tempos:
: Tempo secundário, em minutos, em cada peça, onde se leva em consideração
a fixação e retirada da peça, aproximação da ferramenta, inspeção (caso necessário),
entre outros.
25
: Tempo de preparação, em minutos, de todo o lote para iniciar a usinagem,
preenchimento de procedimentos, alimentação da matéria prima, ferramentas, gabaritos,
desenhos, limpeza da máquina, entre outros.
3.5 Tempo total
O tempo total é calculado para a execução de uma peça, através dos tempos que
envolvem o processo.
O tempo necessário para produção do lote é:
(12)
logo, o tempo total de produção por peça será:
(13)
3.6 Velocidade de corte para máxima produção
Substituindo no tempo total , equação (13), as expressões de , equação (7),
e de , equação (11), e considerando e valores constantes, se obtém:
( )
(14)
Para se calcular a velocidade de corte de máxima produção ( ), que fornece
o tempo mínimo de confecção por peça (no torneamento cilíndrico de uma peça), serão
fixados os valores do avanço e da profundidade de corte e sofrerão variações os valores
da velocidade de corte. Para a otimização do processo deriva-se o tempo total (13) em
relação à velocidade de corte igualando a zero.
( ) (15)
26
simplificando:
( ) (16)
( )
(17)
Resolvendo para a velocidade de corte, se obtém a expressão para a velocidade
de corte máxima produção:
√
(18)
Ou ainda, substituindo o valor Vcmxp, obtido pela equação (18), na fórmula de Taylor (1),
se obtém a vida da ferramenta para a máxima produção:
(19)
logo:
(20)
No caso desse trabalho, a ferramenta não será submetida à afiação e sim a troca.
Em outros casos, onde a afiação é executada pelo setor de afiação da fábrica, ou ainda
no caso de se utilizar ferramentas com insertos reversíveis de fixação mecânica, tem-se
= 0, com isso a equação da vida da ferramenta é:
(21)
3.7 Velocidade econômica de corte
Para calcular a velocidade econômica de corte, na qual se obtém os menores
custos de produção, é necessário saber primeiramente os custos de produção por peça
fabricada.
(22)
27
onde:
: Custo total da produção por peça [R$/peça].
: Custo independente da velocidade de corte por peça fabricada, incluindo os gastos
com energia elétrica, manutenção de equipamentos, matéria-prima, controle de
qualidade, matéria prima, entre outros custos [R$/peça].
: Custo da ferramenta por peça fabricada [R$/peça].
: Custo da máquina por peça [R$/hora].
: Custos com a mão de obra por peça fabricada [R$/hora].
O custo da ferramenta por peça é:
(23)
como:
(24)
então, substitui-se na equação (23):
(25)
onde:
: Custo da ferramenta por aresta de corte [R$/aresta].
: Número de peças fabricadas por vida útil T da ferramenta.
O custo da ferramenta por aresta de corte para pastilhas intercambiáveis é:
(26)
onde:
: Custo do porta ferramenta [R$/peça].
: Vida média do porta ferramenta.
28
: Custo da ferramenta [R$].
: Número de arestas de corte da ferramenta.
O custo da máquina por hora é:
(27)
onde:
Sm: Custo da máquina por hora (hora-máquina) [R$/h].
O custo da mão de obra por hora é:
(28)
onde:
Sh: Custo da mão-de-obra mais as taxas por hora (homem-hora) [R$/h].
A partir das equações formuladas e reescrevendo a equação (22), se obtém o
custo total de fabricação:
(29)
Substituindo a expressão do , equação (13), em (29), se obtém:
(30)
Como os valores de T (1), (7) e (11) são conhecidos, a equação (30) é
reformulada:
( )
(31)
Para a análise econômica do processo e obtenção da velocidade econômica de
corte, a expressão do custo total de produção, equação (31), é derivada em função da
29
velocidade de corte. Os valores de ; [
] e [
] são
considerados constantes, isto é, independentes da velocidade de corte.
Derivando termo a termo da equação (31), se obtém:
(
)
(32)
(
)
(33)
(
( )
)
( )
(34)
então, resulta:
( )
(35)
ou simplificando:
* ( )
+
(36)
Multiplicando a equação (36) por [
] se obtém:
[
( ) ]
(37)
Multiplicando a equação (37) por resulta:
30
Resolvendo para a velocidade de corte se obtém a seguinte expressão para a
velocidade econômica de corte:
√
[
( ) ]
(39)
onde:
: Velocidade econômica de corte [m/min].
3.7.1 Vida econômica da ferramenta
Substituindo a expressão da velocidade econômica de corte (39) na equação
de Taylor (1), se obtém a equação da vida econômica da ferramenta (42).
ou
(40)
logo:
(41)
onde:
: Vida da ferramenta calculada para condições de mínimo custo [min].
Comparando a vida da ferramenta para máxima produção, equação (20), com a
vida econômica da ferramenta, equação (41), considerando um tempo de afiação da
ferramenta, de zero minuto, se obtém a vida da ferramenta calculada para condições de
mínimo custo em minutos:
(42)
[
( ) ]
(38)
31
3.8 Intervalo de máxima eficiência
O intervalo de máxima eficiência (IME) é o intervalo entre a velocidade de corte
para máxima produção, , e a velocidade econômica de corte, .
Com os valores de e calculados, as velocidades de corte utilizadas no
processo produtivo devem estar preferencialmente entre elas, pois para qualquer valor
abaixo de , o tempo de produção seria muito elevado e haverá queda na produção, e
para qualquer valor acima de , os custos de fabricação seriam excessivamente
altos e haverá redução na produção.
3.9 Máxima taxa de lucro
De acordo com Bouzid (2005), um critério natural para a seleção das condições
ideais de corte é o valor máximo da taxa de lucro. Segundo Shabtay e Kaspi (2002) a
taxa de lucro é calculada pela relação:
(43)
onde:
r: Receita por componente [R$/peça].
Lal (1996) descreve que é evidente que o aumento da taxa do lucro pode ser
obtido através da redução do custo por componente e através do aumento da taxa de
produção.
Portanto, a partir das equações expostas, a velocidade ótima em cada operação
de usinagem deve estar preferencialmente, entre os valores das velocidades de corte (
e ), do intervalo de máxima eficiência - IME, para que haja um aumento da
eficiência do processo e consequentemente, que a operação seja realizada próximo da
máxima taxa de lucro por peça fabricada.
32
4. Metodologia para a Análise do Desgaste
Com base em Aggarwal et al. (2008) e Richetti et al. (2004), o uso das
recomendações dos fabricantes dos equipamentos em geral nos proporcionará uma
capacidade sub ótima de usinagem, acarretando ao processo uma diminuição na
produtividade, aumento no custo de fabricação e baixa qualidade do produto. Os
aspectos a serem considerados para iniciar uma operação de usinagem por torneamento
dependem de várias razões como material, características dos equipamentos, parâmetros
de corte, tipos de fluidos, entre outros.
4.1 Equipamentos
Os experimentos foram realizados no laboratório “Centro de Estudos em
Fabricação e Comando Numérico (CEFCON)” do Programa de Engenharia Mecânica
da COPPE-UFRJ.
A velocidade de corte variou entre 300 e 420 m/min, o valor do avanço foi
fixado em 0,1 mm/rot e a profundidade de corte em 0,5 mm para analisar a vida da
ferramenta. A Tabela 4.1 apresenta os parâmetros de corte utilizados nos ensaios.
Tabela 4.1. Parâmetros de corte utilizados para os sete ensaios.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso de
Avanço
[mm]
1 300 0,1 0,5 210
2 330 0,1 0,5 210
3 360 0,1 0,5 210
4 360 0,1 0,5 210
5 390 0,1 0,5 210
6 420 0,1 0,5 210
7 420 0,1 0,5 210
Após definidos os parâmetros de corte, os ensaios foram realizados em um
centro torneamento a comando numérico computadorizado (CNC) da marca Romi
Cosmos 10U, como mostra a Figura 4.1, possuindo especificações técnicas conforme a
Tabela 4.2.
33
Figura 4.1. Centro de torneamento CNC Romi Cosmos 10U.
Tabela 4.2. Especificações do centro de torneamento CNC.
Parâmetro Valores
Comprimento máximo torneável [mm] 250
Diâmetro máximo torneável [mm] 160
Rotação máxima [rpm] 6000
Capacidade do reservatório [l] 72
Potência do motor [CV] 10
O fluido vegetal solúvel a base de soja Balxedot, mostrado na Figura 4.2, foi
adicionado, no reservatório para fluido de corte do centro de torneamento CNC, na
proporção de emulsão de 1:20 (5%). A proporção da emulsão é confirmada através do
refratômetro, apresentado na Figura 4.3 (a), onde a emulsão é adicionada a um sensor
ótico de alta resolução, localizado na parte frontal do refratômetro, que mede a
proporção da concentração pelo reflexo de um feixe de luz ambiente. Essa reflexão é
convertida em índice de refração (Brix) e a proporção foi confirmada em
aproximadamente 5%, Figura 4.3 (b). A aplicação do fluido foi realizada através de
jorro contínuo de baixa pressão, com o fluxo abundante na área da ferramenta e suas
características físico-químicas estão especificadas na Tabela 4.3. O catálogo com os
dados técnicos do fabricante do fluido de corte é mostrado no Anexo 1.
34
Figura 4.2. Fluido vegetal Balxedot
(a) (b)
Figura 4.3. (a) Refratômetro, (b) reflexão convertida em índice de refração Brix.
Tabela 4.3. Características físico-químicas do fluido vegetal a base de soja Balxedot.
Dados Valores
Aspecto Líquido transparente
Cor Âmbar claro
Odor Característico
Temperatura de decomposição [°C] N/D
Ponto de fulgor [°C] N/D
pH (emulsão 1:50) 9,0 típico
Densidade [25°C] 0,88 típico
Ciftci (2006) utilizou em seus experimentos corpos de prova com 40 mm de
diâmetro por 150 mm de comprimento, Cetin et al. (2011) utilizaram corpos de provas
35
de 80 mm de diâmetro e 250 mm de comprimento, já Tekiner e Yesilyurt (2004),
Korkut et al. (2004) utilizaram corpos de prova com 30 mm de diâmetro e 200 mm de
comprimento. Para adequação ao equipamento do laboratório e melhor aproveitamento
do material, foram utilizados corpos de prova de aço inoxidável 304L, com as
dimensões brutas de 76,2 mm (3") de diâmetro e 250 mm de comprimento, mostrado na
Figura 4.4(a), com um percurso de avanço de 210 mm em cada passe dos ensaios.
Realizou-se a fixação de cada barra no centro de torneamento CNC através de
uma placa de três castanhas e uma contra ponta, fixada em um furo de centro. Para a
fabricação do furo de centro, a usinagem foi realizada em um torno convencional, onde
o corpo de prova foi fixado em uma de suas extremidades por uma placa e na outra
extremidade, realizado o faceamento e o furo de centro com uma broca de 1/8" x 5/16".
O corpo de prova, então, foi fixado na outra extremidade para a usinagem de uma
fixação com 66 mm de diâmetro e 32 mm de comprimento, mostrada na Figura 4.4(b).
Como a qualidade do acabamento superficial da barra estava muito baixa, foi realizado
um passe inicial, com outra ferramenta de corte para eliminar eventuais diferenças de
diâmetro ao longo da barra e remover da superfície do material bruto a camada externa
endurecida devido ao processo de fabricação, de modo que o diâmetro inicial útil para o
primeiro passe é de 75 mm, também mostrado na Figura 4.4(b). Durante os ensaios os
corpos de prova foram apoiados em sua outra extremidade pela contra ponta, para evitar
flexões da barra ao longo dos ensaios.
(a) (b)
Figura 4.4. (a) Corpo de prova bruto de aço inoxidável 304L, (b) corpo de prova usinado para realização
dos ensaios.
Tabela 4.4. Composição química do aço inoxidável austenítico 304L.
C Cr Mn Mo N Ni P S Si
0,024 18,42 1,72 0,47 0,7 8,07 0,044 0,025 0,390
A previsão da vida da ferramenta de modo exato é muito difícil a priori, devido
as diferentes condições de usinagem, contudo é importante conhecer a vida da
250 mm 210 mm
76
,2 m
m
66
mm
32 mm 7
5 m
m
36
ferramenta para se alcançar um sistema produtivo eficaz, devido à relação entre a vida
da ferramenta e o consumo de tempo provocado pelas trocas de ferramentas e a sua
importância no aumento na produtividade e minimização dos custos.
Foi utilizada uma ferramenta de corte de metal duro, com geometria trigonal,
revestida com nitreto de titânio do fabricante SANDVIK, código WNMG 06 04 04-MF
2025, recomendada pelo catálogo do fabricante para o torneamento externo do aço
inoxidável. A Figura 4.5 mostra a ferramenta e suas principais dimensões, com dados
técnicos fornecidos na Tabela 4.5.
Figura 4.5. Ferramenta de corte (SANDVIK Coromant: Catálogo, 2011).
Tabela 4.5. Dados técnicos da pastilha (SANDVIK Coromant: Catálogo, 2011).
Dados Valores
Velocidade de Corte [m/min] 205 - 265
Avanço [mm/rot] 0,05 - 0,3
Profundidade [mm] 0,1 - 1,5
Revestimento TiN
L (Comprimento da Aresta de Corte) [mm] 6,5155
S (Espessura da Pastilha) [mm] 4,7625
IC (Diâmetro do Círculo Inscrito) [mm] 9,525
RE (Raio de Canto) [mm] 0,4
Diâmetro do Furo de Fixação [mm] 3,81
Peso [Kg] 0,005
Na tabela 4.6 estão os dados técnicos do microscópio ótico da marca PANTEC,
Figura 4.6, utilizado para visualização da progressão dos desgastes nas arestas de corte
da ferramenta.
37
Tabela 4.6. Dados técnicos do microscópio ótico PANTEC.
Dados Valores
Marca PANTEC
Aumento 30 Vezes
Medição [µm] x e y
Iluminação diáscópica (perfil) 24v 5w
Iluminação episcópica (superfície) 24v 5w
Software para registro das imagens ScopePhoto
Figura 4.6. Microscópio ótico PANTEC.
Os ensaios foram realizados utilizando velocidade de corte, Vc , constante,
programada diretamente no centro de usinagem, por meio da função preparatória G96,
onde a mesma especifica a velocidade de corte e então, a rotação (rpm) é ajustada
automaticamente pelo CNC. O Anexo 2 apresenta o programa utilizado nos ensaios. Ao
final de cada passe, o inserto foi retirado do centro de torneamento, levado ao
microscópio ótico e a progressão dos principais desgastes presentes na ferramenta foram
medidos em conformidade com as recomendações da norma ISO 3685 (1993). A
ferramenta, então foi fotografada e sua imagem armazenada como registro visual do
desgaste para cada passe. O cavaco também foi fotografado, eventualmente, e sua
imagem armazenada como registro visual. Após registrar os valores do desgaste em
uma planilha e fotografar a ferramenta, um novo passe foi realizado no corpo de prova
com a mesma aresta. Esse procedimento se repetiu para cada passe até ser atingido o
fim da vida da ferramenta pela medição da altura dos desgastes encontrados.
Posterior a cada velocidade de corte ensaiada, foi analisado o desgaste de flanco
máximo, VBBmáx, e o desgaste de entalhe, VBN, e gerado um gráfico com os valores dos
38
desgastes em função do tempo de corte total. Os critérios para finalizar cada ensaio
foram:
O desgaste de flanco máximo (VBBmáx) com valor de 0,6 mm ou;
O desgaste de entalhe (VBN) com valor máximo de 1 mm ou;
Evitar uma possível ruptura, ou avaria na aresta de corte da ferramenta ou;
Quando as condições de acabamento da peça se tornam muito ruins.
Depois de atingida qualquer uma dessas condições, uma nova aresta de corte foi
utilizada.
A partir dos dados fornecidos por todos os ensaios, o valor do desgaste máximo
da ferramenta é estabelecido e é possível obter os coeficientes x e K na reta (2), ou na
equação de Taylor (1) e obter o gráfico da função logarítmica da velocidade de corte
versus a função logarítmica do tempo de vida da ferramenta (ln Vc x ln T).
Após os dados dos ensaios, foi verificada a dureza (HRB) para cada um dos
cinco corpos de prova. Em uma área onde não há interferência da usinagem, indicado na
Figura 4.7(a), os corpos de prova foram cortados, Figura 4.7(b), e posteriormente,
medida a dureza ao longo do diâmetro dos corpos de prova, mostrado na Figura 4.7(c),
em um durômetro com funcionamento eletromecânico, com capacidade de medição até
130 HRB, Figura 4.8. Os detalhes sobre a medição da dureza, nos corpos de prova, são
explicados no capítulo 5 (item 5.8).
(a) (b) (c)
Figura 4.7. (a) Área de medição da dureza no corpo de prova, (b) cinco corpos de prova cortados, (c)
pontos de medição da dureza ao longo do diâmetro dos corpos de prova.
39
Figura 4.8. Durômetro.
Com os resultados dos coeficientes de Taylor será realizado o cálculo da
equação (18) e (21) para definir o tempo de vida da ferramenta para condições de
máxima produção, e para definir o tempo de vida da ferramenta para condições de
mínimo custo foi utilizada a equação (39) e (42). Outra condição avaliada foi a taxa de
lucro por peça, equação (43). Portanto, os valores de otimização das condições
econômicas do processo foram definidos no intervalo de máxima eficiência.
40
5. Resultados dos Ensaios
Nesse capítulo são apresentados todos os resultados obtidos nos ensaios, com as
suas respectivas análises. A caracterização dos resultados da progressão do desgaste até
o fim da vida da ferramenta, de cada ensaio, é exposta em forma de fotografias obtidas
no microscópio ótico, em cada passe, e através de gráficos com as curvas de evolução
do desgaste da ferramenta em função do tempo de corte.
Os principais itens tomados como critérios para a análise da vida útil da
ferramenta (ver Tabelas no Anexo 3) foram:
Rugosidade visual da peça [por exemplo, excelente, bom+, bom, bom-,
ruim].
Forma do cavaco [helicoidal, fita, espiral, lascas].
Rebarba entre a ferramenta e a peça [presença ou ausência].
Desgaste de flanco [mm].
Desgaste de entalhe [mm].
Observações [vibrações na peça, adesão na ferramenta, entre outros].
Tempo total de corte [min].
Os valores medidos e as observações referentes aos desgastes em cada passe
estão incluídos detalhadamente no Anexo 3.
5.1 Resultados do Ensaio 1
Para esse primeiro ensaio, foram utilizados os parâmetros de corte indicados na
Tabela 5.1. Foram realizados 41 passes em dois corpos de prova (barras número 4 e 5) e
as fotografias da ferramenta em cada passe são apresentadas na Figura 5.1, iniciando
com a ferramenta nova, até que a ferramenta atingisse o seu fim, após 41,3 minutos de
tempo de corte.
Tabela 5.1. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 1.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço [mm]
1 300 0,1 0,5 210
41
Passe 0
Passe 1
Passe 2
Passe 3
Passe 4
Passe 5
Passe 6
Passe 7
Passe 8
Passe 9
Passe 10
Passe 11
Passe 12
Passe 13
Passe 14
Figura 5.1. Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 1. Aumento 30 x.
42
Passe 15
Passe 16
Passe 17
Passe 18
Passe 19
Passe 20
Passe 21
Passe 22
Passe 23
Passe 24
Passe 25
Passe 26
Passe 27
Passe 28
Passe 29
Figura 5.1 (continuação). Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 1. Aumento 30 x.
43
Passe 30
Passe 31
Passe 32
Passe 33
Passe 34
Passe 35
Passe 36
Passe 37
Passe 38
Passe 39
Passe 40
Passe 41
Figura 5.1 (continuação). Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 1. Aumento 30 x.
Durante o experimento foi possível observar que a rugosidade superficial da
peça manteve-se visualmente de “excelente” a “bom” para um tempo de corte de até
7,98 minutos (11° passe). Isso pode ser justificado pelo início da vibração da peça nos
passes seguintes, ocasionando variações na rugosidade, que foram qualificadas entre
“bom-” e “ruim” para um tempo de corte de até 12,93 minutos (21° passe). Nesse passe
o corpo de prova atingiu um diâmetro de 18 milímetros e foi substituído. A segunda
barra utilizada tem um diâmetro inicial de 74 milímetros. A vibração não voltou a
44
ocorrer até o último passe e a rugosidade retornou a uma qualidade “bom” até um tempo
de corte de 33,71 minutos (35° passe), quando retornou novamente a uma qualidade
“ruim” até a finalização do ensaio com 41,3 minutos. No último passe ocorreu a ruptura
da ferramenta e uma alta vibração, com comprimento de ±135 mm de percurso na peça.
A forma do cavaco manteve-se helicoidal, conforme mostrado Figura 5.2(a), por
quase todo o ensaio, com uma exceção para o tempo total de corte 38,86 minutos (39°
passe), quando ocorreu também a forma do cavaco em fita, conforme a Figura 5.2(b).
(a)
(b)
Figura 5.2. Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) fita no Ensaio 1.
A rebarba entre a ferramenta e a barra era observada visualmente ao longo de
cada passe e passou a ocorrer a partir do tempo de 5,39 minutos de corte (7° passe), mas
de tamanho pequeno. A dureza das barras utilizadas nesse ensaio variou entre 83,5 a
93,2 HRB, com uma dureza média de 87,9 HRB.
O desgaste de flanco da ferramenta se manteve em um nível aceitável, apenas
com pequenas variações no decorrer dos passes, porém não foi possível visualizar e
mensurar seu valor a partir do 34° passe, com 32,37 minutos, e um desgaste de 0,148
mm, pois o desgaste no entalhe avançou sobre o flanco. Com este empecilho não se
pode realizar uma conclusão plausível baseada no desgaste de flanco.
O desgaste de entalhe da ferramenta foi predominante em todos os passes e o
mais conveniente para a análise. Inicialmente, obteve um rápido crescimento até
aproximadamente 0,1 mm e em seguida manteve-se estável, caracterizando o início do
segundo estágio do desgaste, até que em 33,71 minutos (últimos sete passes) se iniciou
o terceiro estágio, onde ocorreu um aumento exponencial do desgaste de 0,240 mm até a
ruptura da ferramenta com 0,658 mm.
45
A Figura 5.3, a seguir, exibe o gráfico dos desgastes de flanco e de entalhe da
ferramenta versus o tempo de vida para a velocidade de corte de 300 m/min.
Figura 5.3. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o tempo
total de corte para o Ensaio 1 (Vc = 300 m/min).
Após a análise do gráfico e considerando o desgaste de entalhe como referência,
se observa, nesse ensaio, que o fim da vida da ferramenta está em aproximadamente
0,460 mm, isso fica evidente quando no passe seguinte (último passe) ocorre a ruptura
da ponta da ferramenta.
0,092 0,240
0,460
0,658
0,055
0,148
0,0
0,4
0,8
1,2
0,84 3,96 6,73 9,15 11,22 12,93 19,31 25,33 31,01 36,33 41,30
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Desgaste de Entalhe [mm]
Desgaste de Flanco [mm]
Passe 1
Passe 35
Passe 40
Passe 41
Passe 14
46
5.2 Resultados do Ensaio 2
A seguir, na Tabela 5.2, são apresentados os parâmetros de corte utilizados para
o segundo ensaio.
Tabela 5.2. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 2.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço [mm]
2 330 0,1 0,5 210
Foram necessários 14 passes realizados em um corpo de prova (barra de número
1), detalhados nas fotografias da Figura 5.4, com um tempo total de corte de 14,69
minutos para que o desgaste na ferramenta atingisse o seu fim. O acabamento
superficial apresentado na peça foi satisfatório, variando entre a qualidade “excelente” e
“bom” até o término do ensaio.
Ao longo dos passes, conforme observado na Figura 5.5, os cavacos
mantiveram-se na forma helicoidal, até 7,84 minutos de tempo de corte (7° passe),
alterando posteriormente para a forma em fita, até 12,83 minutos (12° passe), e
retornando novamente para a forma helicoidal nos últimos dois passes.
Não houve formação de rebarba até o 5° passe, com um tempo de 5,7 minutos, a
partir de então, se iniciou a formação de rebarba até o fim do ensaio, sendo que entre
10,9 e 12,83 minutos de tempo de corte (10° ao 12° passe) a rebarba ocorreu em
excesso. A dureza mínima da barra utilizada nesse ensaio foi de 91,4 HRB e a máxima
de 93,9 HRB, com uma dureza média de 92,7 HRB.
O desgaste de flanco da ferramenta, observado através da Figura 5.6, só pôde ser
mensurado até 0,097 mm, 8° passe, logo não foi possível tirar conclusões, pois a norma
solicita 0,6 mm do desgaste máximo.
No decorrer da evolução do desgaste de entalhe, conforme visto na Figura 5.6, o
primeiro e o segundo estágios do desgaste da ferramenta ocorreram normalmente e
pode-se observar o início do terceiro estágio com a aceleração acentuada do desgaste
em 0,253 mm, com 9,9 minutos de tempo total de corte (9° passe).
47
Passe 0
Passe 1
Passe 2
Passe 3
Passe 4
Passe 5
Passe 6
Passe 7
Passe 8
Passe 9
Passe 10
Passe 11
Passe 12
Passe 13
Passe 14
Figura 5.4. Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 2. Aumento 30 x.
48
(a)
(b)
Figura 5.5. Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) fita no Ensaio 2.
Figura 5.6. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o tempo
total de corte para o Ensaio 2 (Vc = 330 m/min).
O fim da vida da pastilha foi observado quando a altura do desgaste de entalhe
atingiu 0,555 mm, nesse ponto a rugosidade superficial da peça modificou de
“excelente” para “bom” e ocorreu aparecimento de um cavaco aderido à peça, conforme
mostra a Figura 5.7, pode-se explicar esse fenômeno, pois a aresta de corte não possuía
mais seu recobrimento e assim não cumpria sua função.
0,169 0,253
0,555
1,200
0,052 0,097 0,0
0,4
0,8
1,2
1,18 5,70 9,90 13,77
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Desgaste de Entalhe [mm]
Desgaste de Flanco [mm]
Passe 1
Passe 8
Passe 9
Passe 11
Passe 14
49
Figura 5.7. Cavaco aderido na peça no 11° passe do Ensaio 2.
5.3 Resultados do Ensaio 3
Os parâmetros de corte adotados para o Ensaio 3 são mostrados na Tabela 5.3.
Nessas condições, para que o fim da vida da ferramenta fosse observado, foram
realizados 26 passes em dois corpos de prova (barra de número 1 e 2), apresentados na
Figura 5.8, resultando em um tempo total de corte de 17,83 minutos.
Tabela 5.3. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 3.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço [mm]
3 360 0,1 0,5 210
A superfície da peça apresentou um acabamento superficial satisfatório durante
todos os passes, variando entre “excelente” e “bom” em quase todo o ensaio, com
exceção do 16° passe, motivo esse mostrado através da Figura 5.9, onde um grande
cavaco aderiu à peça no decorrer do seu torneamento.
Na Figura 5.10 são apresentadas as formas do cavaco, o helicoidal foi
predominante durante todo o ensaio (Figura 5.10a), porém em alguns passes apareceu
uma forma helicoidal alternando com fita, por exemplo, no 13° passe (Figura 5.10b).
Não houve a presença de rebarba, ou foi pouca, até 12,53 minutos de corte (19°
passe), a partir de então se iniciou a presença de rebarba até finalizar o ensaio. A dureza
das barras utilizadas nesse ensaio variou entre 87,1 a 91,2 HRB, com uma dureza média
de 89,4 HRB.
O único desgaste apresentado foi o de flanco, que evoluiu até 0,251 mm de
altura. Com um tempo de corte de 17,83 minutos ocorreu a quebra da ponta da
50
ferramenta, melhor observado através da Figura 5.11. A altura da quebra da ponta da
ferramenta também é apresentada indicada na Figura 5.11.
Passe 0
Passe 1
Passe 2
Passe 3
Passe 4
Passe 5
Passe 6
Passe 7
Passe 8
Passe 9
Passe 10
Passe 11
Passe 12
Passe 13
Passe 14
Figura 5.8. Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 3. Aumento 30 x.
51
Passe 15
Passe 16
Passe 17
Passe 18
Passe 19
Passe 20
Passe 21
Passe 22
Passe 23
Passe 24
Passe 25
Passe 26
Figura 5.8 (continuação). Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 3. Aumento 30 x.
Figura 5.9. Cavaco aderido na peça no 16° passe do Ensaio 3.
52
(a)
(b)
Figura 5.10. Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) helicoidal + fita no Ensaio 3.
Figura 5.11. Curva do desgaste da ferramenta (desgaste de flanco) contra o tempo total de corte para o
Ensaio 3 (Vc = 360 m/min).
Essa análise apresentou um comportamento diferente dos dois primeiros, onde a
caracterização da vida útil da ferramenta foi realizada através do desgaste de entalhe. O
desgaste de flanco, no decorrer dos passes do terceiro ensaio, se encontra em uma faixa
estável e inesperadamente em 17,83 minutos de tempo de corte ocorre o fim da
ferramenta com sua ruptura (0,318 mm de altura). Assim, não se pode realizar
avaliações e conclusões que definam com segurança a vida útil da ferramenta e por esse
motivo esse ensaio foi descartado.
0,074 0,251
0,318
0,0
0,4
0,8
1,2
0,82 3,94 6,76 9,29 11,53 13,47 16,88
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Desgaste de Flanco [mm]
Quebra da Ferramenta
Passe 1
Passe 10
Passe 16
Passe 22
Passe 26
53
5.4 Resultados do Ensaio 4
Pelo motivo do Ensaio 3 apresentar somente desgaste de flanco, foi realizado um
novo ensaio. Na Tabela 5.4 estão os parâmetros de corte adotados para a realização
desse ensaio, os parâmetros adotados são os mesmos do Ensaio 3, apresentados na
Tabela 5.3. O tempo de corte total foi de 19,33 minutos, com 30 passes realizados em
dois corpos de prova (barra de número 2 e 3), como expostos na Figura 5.12.
Tabela 5.4. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 4.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço [mm]
4 360 0,1 0,5 210
A rugosidade apresentada na superfície do corpo de prova desse ensaio foi
satisfatória. Com o decorrer dos passes a qualidade decresceu de “excelente”, para
“bom+” e “bom”, até que no último passe, a qualidade finalizou com “bom-”. O cavaco
em todos os passes apresentou uma forma helicoidal, como ilustrado na Figura 5.13, e
também, ocorreram poucas vibrações nessa velocidade de corte.
Ao realizar os passes se observou que não houve a ocorrência de rebarba até o 5°
passe, com 3,67 minutos de corte, passando a ocorrer a partir de então. A dureza das
barras utilizadas nesse ensaio variou entre 85,5 a 88,7 HRB, com uma dureza média de
86,9 HRB.
A medida do desgaste de flanco da ferramenta não pôde ser realizada após 0,104
mm, com um tempo de corte de 7,46 minutos (11° passe) devido a má visualização do
desgaste, fazendo com que não fosse possível concluir algo sobre a vida da ferramenta,
baseado nesse tipo de desgaste.
Após o primeiro estágio, o desgaste de entalhe manteve-se estável inicialmente
(segundo estágio) e em seguida passou a ter uma taxa de crescimento mais alta (terceiro
estágio), a partir 9,62 minutos de tempo de corte e 0,333 mm do desgaste (15° passe).
Na Figura 5.14, é possível observar a progressão dos desgastes de flanco e
entalhe da ferramenta em função da vida da ferramenta. Nesse ensaio não há nenhum
fator agravante, como grandes variações na rugosidade, vibrações, ruídos e rebarbas. O
gráfico mostrou os três estágios do desgaste de entalhe, sem uma diferença marcante
entre o segundo e o terceiro estágio. O fim da vida da ferramenta foi tomado para o
54
valor de 0,590 mm, justificado, pois nesse momento há um pequeno pico no valor do
desgaste em função do tempo.
Passe 0
Passe 1
Passe 2
Passe 3
Passe 4
Passe 5
Passe 6
Passe 7
Passe 8
Passe 9
Passe 10
Passe 11
Passe 12
Passe 13
Passe 14
Figura 5.12. Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 4. Aumento 30 x.
55
Passe 15
Passe 16
Passe 17
Passe 18
Passe 19
Passe 20
Passe 21
Passe 22
Passe 23
Passe 24
Passe 25
Passe 26
Passe 27
Passe 28
Passe 29
Passe 30
Figura 5.12 (continuação). Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 4. Aumento 30 x.
56
Figura 5.13. Forma do cavaco helicoidal no Ensaio 4.
Figura 5.14. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o
tempo total de corte para o Ensaio 4 (Vc = 360 m/min).
5.5 Resultados do Ensaio 5
Para que a vida da ferramenta atingisse o seu fim foram necessários 9 passes,
realizados em um corpo de prova (barra de número 2), com um tempo total de corte de
7,16 minutos, utilizando os parâmetros de corte indicados na Tabela 5.5. As fotografias
ilustrando a evolução do desgaste são mostradas na Figura 5.15.
0,104
0,333
0,590
1,040
0,060 0,104 0,0
0,4
0,8
1,2
0,77 3,67 6,27 8,58 10,59 12,74 15,85 18,67
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Desgaste de Entalhe [mm]
Desgaste de Flanco [mm]
Passe 1
Passe 11
Passe 15
Passe 23
Passe 30
57
Tabela 5.5. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 5.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço [mm]
5 390 0,1 0,5 210
Passe 0
Passe 1
Passe 2
Passe 3
Passe 4
Passe 5
Passe 6
Passe 7
Passe 8
Passe 9
Figura 5.15 Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 5. Aumento 30 x.
A superfície da peça esteve, em sua maioria, com a qualidade oscilando entre
“excelente” a “bom+”, com exceção do 7° passe, em um tempo de corte de 5,68
minutos, que se apresentou “bom”, mas isso pode ser explicado por uma pequena
58
vibração da peça. Na Figura 5.16(a) é apresentada a forma do cavaco helicoidal e na
Figura 5.16(b) a forma em fita encontradas durante os passes. A dureza mínima da barra
utilizada nesse ensaio foi de 88,9 HRB e a máxima de 90,3 HRB, com uma dureza
média de 89,6 HRB.
(a)
(b)
Figura 5.16 Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) fita no Ensaio 5.
Mais uma vez o desgaste de flanco da ferramenta não pode ser visualizado até
0,6 mm, segundo a norma de desgaste, atingindo apenas a 0,232 mm, em 4,92 minutos
(6° passe). Até esse passe, observou-se que o desgaste de entalhe, com 0,277 mm,
obteve um crescimento suave, a partir desse ponto se iniciou um desgaste intenso, típico
do terceiro estágio de desgaste, como apresentado na Figura 5.17.
Figura 5.17 Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o tempo
total de corte para o Ensaio 5 (Vc = 390 m/min).
0,150 0,277
0,703
1,096
0,092
0,232
0,0
0,4
0,8
1,2
0,86 4,14 7,16
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Desgaste de Entalhe [mm]
Desgaste de Flanco [mm]
Passe 1
Passe 6
Passe 9
Passe 7
59
O fim da vida da ferramenta foi observado entre o 6º e o 7º passe, um pouco
antes do desgaste entalhe de 0,703 mm, quando nesse ponto ocorre um rápido
crescimento na curva, ficando caracterizado que o corte começa a ser realizado pelo
substrato da ferramenta, o qual é muito menos resistente. Essa característica é
comprovada pelo surgimento de uma grande quantidade de rebarba na interface da
ferramenta com a peça e também acontece uma pequena vibração no meio da peça.
5.6 Resultados do Ensaio 6
Os parâmetros adotados no ensaio 6 são apresentados na Tabela 5.6, totalizando
21 passes realizados em dois corpos de prova (barra de número 3 e 4), como pode ser
visto através da Figura 5.18, resultando em um tempo total de corte de 11,39 minutos.
Tabela 5.6. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 6.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço [mm]
6 420 0,1 0,5 210
A rugosidade superficial da peça variou entre a qualidade “excelente”, “bom+” e
“bom” no início dos passes e foi modificada para “ruim”, “bom-” e “bom” ao final. No
18° passe, com tempo de corte de 9,46 minutos, a rugosidade “ruim” foi causada por um
grande cavaco que se manteve preso na peça, semelhante ao apresentado nas Figuras 5.7
e 5.9. No penúltimo passe a peça apresentou aspecto superficial “bom+”, e no último
“ruim”, motivado pela ruptura da ferramenta.
Ao decorrer dos passes no ensaio foram observados dois tipos de cavacos, em
forma helicoidal e em fita, como visualizados na Figura 5.19.
60
Passe 0
Passe 1
Passe 2
Passe 3
Passe 4
Passe 5
Passe 6
Passe 7
Passe 8
Passe 9
Passe 10
Passe 11
Passe 12
Passe 13
Passe 14
Figura 5.18. Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 6. Aumento 30 x.
61
Passe 15
Passe 16
Passe 17
Passe 18
Passe 19
Passe 20
Passe 21
Figura 5.18 (continuação). Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 6. Aumento 30 x.
(a)
(b)
Figura 5.19. Forma dos cavacos (a) helicoidal e (b) fita no Ensaio 6.
62
Com exceção do 1° passe, os demais apresentaram rebarba. A dureza das barras
utilizadas nesse ensaio variou entre 83,3 a 87,8 HRB, com uma dureza média de 85,5
HRB.
O desgaste de flanco da ferramenta atingiu valores estáveis, porém mais uma vez
não se pode utilizar para a determinação da vida da ferramenta, pois seu desgaste
máximo foi de 0,135 mm, em um tempo de 10,12 minutos de corte.
O desgaste de entalhe manteve-se estável até 10,12 minutos de corte, com 0,204
mm, e a partir desse momento evoluiu exponencialmente para 0,531 e 1,969 quando
ocorreu a quebra da ferramenta.
No gráfico na Figura 5.20 estão as curvas dos desgastes versus o tempo total de
corte para a velocidade de corte de 420 m/min desse ensaio.
Figura 5.20. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o
tempo total de corte para o Ensaio 6 (Vc = 420 m/min).
Em 10,12 minutos de tempo de corte, ou 0,204 mm do desgaste de entalhe, a
curva apresenta um rápido crescimento devido ao elevado nível do desgaste que a
ferramenta atingiu nesse ponto, com a remoção do recobrimento da pastilha e o
consequente aumento da temperatura e dos esforços sobre a ferramenta. Pode se
considerar que acima de 0,204 mm e antes de 0,531 mm do desgaste, a aresta de corte já
estava bastante desgastada, não sendo recomendado usinar acima desses valores.
0,108 0,204
0,531
1,969
0,049 0,135 0,0
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
2,4
0,55 2,59 4,38 5,92 8,78 11,39
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Desgaste de Entalhe [mm]
Desgaste de Flanco [mm]
Passe 1
Passe 12
Passe 19
Passe 1
Passe 20
Passe 21
63
5.7 Resultados do Ensaio 7
Com o aumento da velocidade de corte no Ensaio 6 em relação ao Ensaio 5, em
30 m/min, o tempo total de corte deveria ser menor, porém como isso não ocorreu, com
isso, foi realizado o Ensaio 7 com os mesmos parâmetro de corte do Ensaio 6. Na
Tabela 5.7 estão os parâmetros de corte.
Tabela 5.7. Parâmetros de corte utilizados no Ensaio 7.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço [mm]
7 420 0,1 0,5 210
Foram necessários 6 passes, realizados em um corpo de prova (barra de número
5), para que o fim de vida da ferramenta de corte fosse observado. Na Figura 5.21 são
mostrados as fotografias desse ensaio, com um tempo total de corte de 4,85 minutos.
Passe 0
Passe 1
Passe 2
Passe 3
Passe 4
Passe 5
Passe 6
Figura 5.21. Evolução do desgaste da ferramenta no Ensaio 7. Aumento 30 x.
64
A cada passe foi observada a rugosidade superficial da barra que esteve
“excelente” nos três primeiros passes, “bom+” nos dois subsequentes e no último
“ruim”.
Somente o tipo de cavaco em forma helicoidal foi gerado no processo e a partir
do 4° passe, com tempo total de corte de 3,3 minutos, iniciou a ocorrência de rebarba. A
dureza mínima da barra utilizada nesse ensaio foi de 87,3 HRB e a máxima foi de 88,5
HRB, com uma dureza média de 87,9 HRB.
Poucas conclusões podem ser tiradas sobre o desgaste de flanco da ferramenta,
pois seu valor foi muito baixo atingindo somente 0,086 mm de altura, em quatro passes.
O degaste de entalhe da ferramenta aconteceu de forma coerente devido à alta
velocidade de corte nesse ensaio, atingindo um desgaste máximo de 0,972 mm.
Figura 5.22. Curvas dos desgastes da ferramenta (desgaste de entalhe e desgaste de flanco) contra o
tempo total de corte para o Ensaio 7 (Vc = 420 m/min).
Quando o desgaste de entalhe atinge 0,351 mm, se observa que a ferramenta já
atingiu o seu substrato (Figura 5.21) e, no passe seguinte, o valor do desgaste de 0,972
mm é muito próximo ao valor máximo do desgaste de 1 mm que a norma recomenda.
Outro fator impactante para a escolha da vida da ferramenta é a diminuição da qualidade
superficial da peça, de “bom+” para “ruim” exatamente nesse último passe.
0,100
0,351
0,972
0,066 0,086 0,0
0,4
0,8
1,2
0,85 4,85
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Desgaste de Entalhe [mm]
Desgaste de Flanco [mm]
Passe 1
Passe 4
Passe 6
Passe 4
Passe 5
Passe 4
65
5.8 Análise da Equação de Taylor
Com a medição do desgaste após cada passe da ferramenta, foram obtidos os
valores do desgaste da ferramenta em função do tempo de corte e a partir dessa
variação, se obteve as curvas de evolução do desgaste e o tempo de vida da ferramenta.
De acordo com as análises realizadas para cada ensaio, conclui-se que o parâmetro mais
adequado a ser utilizado para o final da vida útil da pastilha é o desgaste de entalhe e
não o desgaste de flanco, pois em alguns casos esse não apresentou desgaste suficiente
para a análise, enquanto que o entalhe apresentou crescimento característico e estável
em todos os ensaios. Na Tabela 5.8 é apresentado um resumo com os valores analisados
e obtidos para um desgaste máximo aceitável para a vida da ferramenta nas velocidades
ensaiadas, esses valores são mostrados no gráfico da Figura 5.23, com exceção da
velocidade de 360 m/min (Ensaio 3) quando ocorreu somente desgaste de flanco. Na
Tabela 5.8 também são mostradas as durezas médias dos corpos de prova utilizados em
cada ensaio.
Na Figura 5.24 estão as medições das durezas [HRB] nos cinco corpos de prova,
ao longo de seu diâmetro, utilizados nos sete ensaios. A partir das medições, foi
calculada a equação da reta, que foi utilizada para a interpolação dos demais valores da
dureza em um intervalo de 1 mm no diâmetro dos corpos de prova usinados e assim,
calculada a dureza média nos ensaios.
Figura 5.24 - Valores das durezas [HRB] nos cinco corpos de prova.
Peça 1 y = 0.1946x + 82.463
R² = 0.9396
Peça 2 y = 0.1696x + 81.607
R² = 0.8841
Peça 3 y = 0.1872x + 78.964
R² = 0.9576
Peça 4 y = 0.1532x + 80.709
R² = 0.8608
Peça 5 y = 0.2346x + 75.853
R² = 0.8228 74
78
82
86
90
94
98
10 14 18 22 26 30 34 38 42 46 50 54 58 62 66 70 74
Du
reza
[H
RB
]
Diâmetro [mm]
Peça 1 Peça 2 Peça 3
Peça 4 Peça 5
66
O valor do diâmetro do corpo de prova é, então, relacionado com o valor do
diâmetro nos passes realizados em cada ensaio, como mostra a Figura 5.25. Calculando
assim, a dureza média para cada um dos sete ensaios. O Anexo 4, mostra os corpos de
prova utilizados para cada ensaio.
Figura 5.25 - Valores das durezas [HRB] nos sete ensaios.
Tabela 5.8. Valores obtidos com as velocidades ensaiadas.
Ensaio
Velocidade
de Corte
[m/min]
Tempo de Vida
da Ferramenta
Analisado
[min]
Desgaste de
Entalhe
Correspondente à
Análise
[mm]
Dureza
Média
[HRB]
1 300 40,08 0,460 87,9
2 330 11,87 0,555 92,7
3 360 17,83 0,251* 89,4
4 360 14,33 0,590 86,9
5 390 5,68 0,703 89,6
6 420 10,75 0,531 85,5
7 420 4,08 0,351 87,9
* Nesse ensaio, o valor é do desgaste de flanco, pois foi o único desgaste apresentado.
74
78
82
86
90
94
98
10 14 18 22 26 30 34 38 42 46 50 54 58 62 66 70 74
Du
reza
[H
RB
]
Diâmetro [mm]
Ensaio 1 - 300 m/min Ensaio 2 - 330 m/min
Ensaio 3 - 360 m/min Ensaio 4 - 360 m/min
Ensaio 5 - 390 m/min Ensaio 6 - 420 m/min
Ensaio 7 - 420 m/min
67
Figura 5.23. Curvas do desgaste de entalhe da ferramenta x tempo total de corte.
Com base na curva do desgaste de entalhe, Figura 5.23, conclui-se, então, que
até um desgaste de entalhe no valor de, aproximadamente, 0,44 mm é possível
considerar um desgaste estável, que não apresenta risco de ruptura da ferramenta. A
escolha do desgaste foi motivada, também, por ser um ponto comum a todas as
velocidades e, nesse ponto da curva, o desgaste inicia sua convergência para o fim da
vida da ferramenta. Outra razão motivadora é que em todos os ensaios realizados,
próximo a esse valor, ocorreram situações especiais, como por exemplo, no Ensaio 2,
com a velocidade de 330 m/min, no 10º passe a rugosidade da peça diminuiu
consideravelmente de “excelente” para “bom” exatamente nessa medida do desgaste.
A partir das curvas do desgaste de entalhe, VBN, (Figura 5.23) é possível
elaborar as curvas de vida da ferramenta, Figura 5.24, para diferentes valores do
desgaste VBN entre 0,2 e 0,75 mm (valores menores que 1 mm conforme a norma).
Observa-se que as curvas na faixa do desgaste entre 0,25 mm e 0,65 mm
possuem similaridade, resultando em coeficientes angulares próximos para a equação de
Taylor.
0,460 0,555 0,590
0,703
0,531
0,351
0,44
0,0
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
0 6 12 18 24 30 36 42
De
sgas
te [
mm
]
Tempo de Corte [min]
Vc = 300 [m/min] Vc = 330 [m/min]
Vc = 360 [m/min] Vc = 390 [m/min]
Vc = 420 [m/min] Vc = 420 [m/min]
Vida útil analisadada ferramenta
68
Figura 5.24. Curva da vida da ferramenta para as velocidades ensaiadas.
Através da curva de Taylor, no gráfico da Figura 5.24, é possível verificar uma
dispersão entre os valores da vida da ferramenta ln T e a velocidade de corte ln Vc.
Como mostra a Figura 5.25, essa dispersão, mesmo com ln Vc iguais, pode ser
justificada pela variação da dureza HRB entre os ensaios realizados, por exemplo, no
Ensaio 6 e 7, onde os parâmetros de corte são os mesmos.
Figura 5.25. Dureza média HRB em função do tempo de corte dos ensaios realizados.
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
5,65 5,7 5,75 5,8 5,85 5,9 5,95 6 6,05 6,1
ln T
[m
in]
ln Vc [m/min]
Desgaste 0.2 mm; y = -3.5831x + 23.184 Desgaste 0.25 mm; y = -4.5753x + 29.218
Desgaste 0.3 mm; y = -4.6027x + 29.424 Desgaste 0.35 mm; y = -4.6357x + 29.649
Desgaste 0.4 mm; y = -4.7018x + 30.067 Desgaste 0.45 mm; y = -4.7554x + 30.411
Desgaste 0.5 mm; y = -4.7944x + 30.668 Desgaste 0.55 mm; y = -4.8378x + 30.958
Desgaste 0.6 mm; y = -4.8611x + 31.116 Desgaste 0.65 mm; y = -4.8748x + 31.211
Desgaste 0.7 mm; y = -3.1871x + 21.128 Desgaste 0.75 mm; y = -3.4829x + 22.934
Linear; ln [T]= - coef [x] . ln [v] + ln [K]
87,6
93,3
89,6
86,3
88,8
84,9
89,0
41,3
14,69 17,83 19,33
7,16 11,39
4,85
0
10
20
30
40
50
80
84
88
92
96
Ensaio 1 300
[m/min]
Ensaio 2330
[m/min]
Ensaio 3360
[m/min]
Ensaio 4360
[m/min]
Ensaio 5390
[m/min]
Ensaio 6420
[m/min]
Ensaio 7420
[m/min]
Tem
po
de
co
rte
[m
in]
Du
reza
mé
dia
[H
RB
]
Dureza Média
Tempo de Corte
69
Na maioria dos ensaios, a partir de aproximadamente 0,5 mm do desgaste há
uma piora na qualidade superficial da peça, com cavaco aderido na peça, muita adesão
no entalhe, além de algumas vibrações. Definindo o critério do fim de vida da
ferramenta em 0,44 mm do desgaste de entalhe e a partir desse valor construindo o
gráfico bi-logarítmico, ln T x ln Vc, apresentado na Figura 5.26, pode-se calcular a
equação da reta.
Figura 5.26. Curva de Taylor para o desgaste de 0,44 mm.
Os valores do coeficiente angular da reta (x) e do coeficiente linear (K) são
obtidos a partir da equação da reta para o desgaste de 0,44 mm e estão apresentados na
Tabela 5.9.
Tabela 5.9. Coeficientes da equação de Taylor.
Constante Valor
x 4,7445
K 1,5044 E +13
y = -4,7445x + 30,342 R² = 0,6705
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
5,65 5,7 5,75 5,8 5,85 5,9 5,95 6 6,05 6,1
ln T
[m
in]
ln Vc [m/min]
Desgaste 0.44 mm
Linear; ln [T]= - coef [x] . ln [v] + ln [K]
Dureza Média de 87,9 HRB
Dureza Média de 92,7 HRB
Dureza Média de 89,4 HRB
Dureza Média de 86,9 HRB
Dureza Média de 85,5 HRB
Dureza Média de 87,9 HRB
70
5.9 Cálculo das condições econômicas
Para calcular a velocidade de corte para máxima produção, , é utilizada a
equação (18), considerando que a ferramenta não será submetida à afiação e sim a troca,
o valor do tempo de afiação, tfa , é zero. Admitindo os valores x e K, da Tabela 5.9 e um
tempo de troca da ferramenta, tft , de 1,5 minutos, se obtém:
√
A vida da ferramenta para máxima produção, , é calculada através da
equação (21):
Antes de realizar o cálculo da velocidade econômica de corte Vo , através da
equação (39), é necessário considerar o custo da ferramenta por aresta de corte para
pastilhas intercambiáveis, , mostrado na equação (26). Considerando o custo do
porta ferramenta em R$ 180,00, a vida média do porta ferramenta de 400 arestas de
corte, o custo da ferramenta em R$ 22,00 e 6 arestas de corte, se obtem:
Depois de calculado , é considerado o custo da máquina por hora em R$
26,00 e o custo da mão-de-obra por hora (homem-hora) em R$ 32,70. Então é calculado
a velocidade econômica de corte, Vo :
√
[
]
E a vida da ferramenta calculada para condições de mínimo custo é:
71
A partir desse contexto, o intervalo de máxima eficiência (IME) é um intervalo,
entre a velocidade de corte para mínimo custo, Vo = 314,22 m/min e a velocidade de
corte para máxima produção, Vcmxp = 416,32 m/min. O IME, determinado nesse
trabalho, está em uma faixa mais elevada do que aquela sugerida pelo fabricante
(Sandvik) da pastilha utilizada (205 a 265 m/min).
5.9.1 Cálculo do tempo total e do custo total para as condições econômicas
Para determinar o tempo total (14) e o custo total (29) são adotados: o tempo de
troca da ferramenta tft = 1,5 minutos, o tempo de afiação tfa = 0 (o inserto utilizado é
intercambiável), o tempo secundário ts = 0,25 minutos (considera-se que existem
dispositivos ou gabaritos para realizar inspeção dimensional) e o tempo de preparação
tpr = 5 minutos para um lote total de 100 peças. O diâmetro da peça usinada é de 30 mm.
Para a velocidade econômica de corte, Vo = 314,22 m/min é calculado o
(14):
Resolvendo, se obtém o valor do tempo total:
A partir do valor do tempo total , é calculado o custo total da produção por
peça , equação (29). O custo da ferramenta por aresta de corte, Cft, já foi calculada, e
custa R$ 4,11 e o custo por peça independente da velocidade de corte, Cpc, é de R$
2,00/peça.
72
Resolvendo, se obtém o custo total por peça fabricada:
Considerando-se a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp =
416,32 m/min, se obtém:
Resolvendo, se obtém o valor do tempo total:
Para a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp, o custo total, Ct, será:
Resolvendo a equação, o valor do custo total por peça fabricada é:
5.9.2 Cálculo da máxima taxa de lucro
Para o cálculo da máxima taxa de lucro, é utilizada a equação (43) e é
considerado um valor para a receita de R$ 6,50 por peça. O gráfico, na Figura 5.27,
mostra a curva para a máxima taxa de lucro realizada no programa Matlab, o gráfico
também mostra a curva do tempo total e do custo total. No Anexo 5 está o programa
utilizado no Matlab, com os respectivos valores considerados para o cálculo do tempo
total, do custo total e da taxa de lucro.
73
Figura 5.27. Curva da máxima taxa de lucro.
No gráfico da Figura 5.27 é observado que o valor do máximo lucro está,
aproximadamente, em R$ 3,00 por minuto, o que também se encontra no intervalo de
máxima eficiência (entre 314,22 m/min e 416,32 m/min) calculado nesse trabalho para a
velocidade de corte.
5.10 Comparação com estudos anteriores
A seguir, é realizada uma comparação dos resultados desse trabalho, com
estudos anteriores para o torneamento externo, do aço inoxidável austenítico 304L, com
fluido de corte a base mineral (Miranda, 2011) e a seco (Chrispim, 2011), nas mesmas
condições de corte e com a mesma pastilha. Na Tabela 5.10 está um resumo dos
parâmetros de corte e do desgaste máximo da ferramenta para a determinação de vida
útil, realizado nos três trabalhos.
3
2
1
0
-1
20
15
10
5
0
Taxa
de
Lucr
o [
R$
/min
]
Tempo Total [min/pç]
Custo Total [R$/pç]
Taxa de Lucro [R$/min]
Tem
po
To
tal [
min
/pç]
/ C
ust
o T
ota
l [R
$/p
ç]
100 200 300 400 500 600 800
00
100
700
00
100
Vo = 314,22 m/min
Velocidade de Corte [m/min]
Vcmxp = 416,32 m/min
74
Tabela 5.10. Parâmetros de corte utilizados para comparação.
Autor
Velocidade
de Corte
[m/min]
Avanço
[mm/rot]
Profundidade
[mm]
Percurso do
Avanço
[mm]
Torneamento Desgaste
[mm]
Presente
trabalho
300 / 330 / 360 /
390 / 420 0,1 0,5 210
Fluido Vegetal a
Base de Soja 0,44
Miranda
(2011)
270 / 300 / 330 /
360 / 390 0,1 0,5 210 Fluido Mineral 0,37
Chrispim
(2011) 220 / 280 / 330 0,1 0,5 210 A Seco 0,27
O gráfico na Figura 5.28 mostra uma comparação entre as curvas de vida da
ferramenta (Equação de Taylor) para as três condições de corte: fluido vegetal, mineral
e a seco, no torneamento do aço inoxidável 304L.
Figura 5.28. Curva de vida da ferramenta para as velocidades ensaiadas nos trabalhos realizados.
Na Tabela 5.11 é observado que os valores dos coeficientes x e K da Equação de
Taylor possuem uma variação entre os trabalhos, o que pode ser explicado pelos
diferentes tipos de lubrificação realizadas.
y = -4,7445x + 30,342
y = -5,3509x + 33,32
y = -3,9507x + 25,078
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
5,3 5,4 5,5 5,6 5,7 5,8 5,9 6 6,1
ln T
[m
in]
ln Vc [m/min]
Fluido Vegetal
Fluido Mineral (Miranda, 2011)
A Seco (Chrispim, 2011)
75
Tabela 5.11. Valores dos coeficientes x e K da Equação de Taylor.
Autor Torneamento Equação de Taylor
(T = V-x
. K) K x
Presente
trabalho
Fluido Vegetal a
Base de Soja T = V
-4,7445 . e
30,342 K = e
30,342 = 1,5044 . 10
13 4,7445
Miranda
(2011) Fluido Mineral T = V
-5,3509 . e
33,32 K = e
33,32 = 2,95592 . 10
14 5,3509
Chrispim
(2011) A Seco T = V
-3,9507 . e
25,078 K = e
25,078 = 77846128209 3,9507
A partir da curva da vida da ferramenta é calculado, através da equação de
Taylor, o intervalo de máxima eficiência (IME) para os trabalhos anteriores (Miranda,
2011; Chrispim, 2011). Na Figura 5.29 está um gráfico comparativo do IME entre esse
trabalho e os dois trabalhos anteriores.
Figura 5.29. Comparação do Intervalo de Máxima Eficiência (IME) entre os trabalhos realizados.
Para o torneamento do aço inoxidável 304L, considerando os parâmetros de
corte da Tabela 5.10, o uso do fluido de corte vegetal a base de soja se mostrou superior,
pois obteve uma velocidade de corte para o mínimo custo de aproximadamente 20,3%
superior, se comparado com o torneamento realizado com o fluido a base mineral e
aproximadamente 11,2% superior em relação ao torneamento a seco. Na velocidade de
corte para máxima produção, se obteve um comportamento 16,7% superior, se
comparado com o torneamento realizado com o fluido a base mineral e
aproximadamente 6% superior em relação ao torneamento a seco.
282,5
261,6
314,22
392,4
356,5
416,32
200 250 300 350 400 450
A Seco(Chrispim, 2011)
Fluido Mineral(Miranda, 2011)
FluidoVegetal
Velocidade de Corte [m/min]
Au
tor
76
O tempo total de corte e o custo total, por peça fabricada, para as velocidades
dos intervalos de máxima eficiência, determinados no presente trabalho (seção 5.9.1) e
nos trabalhos realizados por Miranda (2011) e Chrispim (2011) são calculados em
função da velocidade econômica de corte e a velocidade de corte para máxima
produção.
Para a velocidade econômica de corte, Vo = 261,6 m/min é calculado o para
Miranda (2011):
Resolvendo, se obtém o valor do tempo total:
A partir do valor do tempo total, , é calculado o custo total da produção por
peça , equação (29). Substituindo os valores se obtém:
Resolvendo, se obtém o custo total por peça fabricada:
Considerando-se também a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp =
365,5 m/min, se obtém o para esta condição:
Resolvendo, se obtém o valor do tempo total em minutos por peça fabricada:
77
Para a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp = 356,5 m/min, o custo
total por peça, , será:
Resolvendo a equação, o valor do custo total por peça fabricada é:
Também é calculado o tempo total de corte, , para Chrispim (2011), para a
velocidade econômica de corte, Vo = 282,5 m/min, calculada em seu trabalho, se
obtém que:
Resolvendo, se obtém o valor do tempo total:
Com o valor do tempo total, , é calculado o custo total da produção por peça
, equação (29). Substituindo os valores se obtém:
Resolvendo, se obtém o custo total por peça fabricada:
78
Também se considera a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp = 392,4
m/min, onde se obtém o tempo total de corte :
Resolvendo, se obtém o valor do tempo total por peça:
Para a velocidade de corte para máxima produção, Vcmxp = 392,4 m/min, o custo
total por peça, , será:
Resolvendo a equação, o valor do custo total por peça fabricada é:
Os resultados comparativos dos cálculos estão resumidos na Figura 5.30, para a
velocidade econômica de corte, Vo, e na Figura 5.31, para a velocidade de corte para
máxima produção, Vcmxp.
79
Figura 5.30. Valores calculados para a velocidade econômica do IME dos trabalhos realizados.
Figura 5.31. Valores calculados para a velocidade de corte para máxima produção do IME dos trabalhos
realizados.
0,9741
1,0896
1,0657
3,07
3,16
3,22
2,95
3,05
3,15
3,25
3,35
3,45
0,8
0,9
1
1,1
Fluido Vegetal Fluido Mineral(Miranda, 2011)
A Seco(Chrispim, 2011)
Cu
sto
To
tal p
or
pe
ça
[R$
/pe
ça]
Tem
po
To
tal d
e C
ort
e
[min
/pe
ça]
Autores
Tempo Total-Tt
Custo Total-Ct
0,9023
0,9823 0,976 3,23
3,309
3,43
2,95
3,05
3,15
3,25
3,35
3,45
0,8
0,9
1
1,1
Fluido Vegetal Fluido Mineral(Miranda, 2011)
A Seco(Chrispim, 2011)
Cu
sto
To
tal p
or
pe
ça
[R$
/pe
ça]
Tem
po
To
tal d
e C
ort
e
[min
/pe
ça]
Autores
Tempo Total-Tt
Custo Total-Ct
80
6. Conclusão
Através das análises realizadas sobre a progressão do desgaste da ferramenta,
conclui-se que em todas as velocidades de corte ensaiadas, o desgaste de entalhe obteve
um rápido crescimento até aproximadamente 0,1 mm, e em seguida, apresentou
desgaste característico e estável, além de ter sido predominante em todos os passes,
sendo assim, o critério mais adequado a ser utilizado para o fim da vida útil da
ferramenta de corte na usinagem do aço inoxidável 304L com velocidades elevadas (na
faixa entre 300 e 420m/min). Outro fator impactante é que o desgaste de flanco, na
maioria dos ensaios, não apresentou desgaste suficiente para uma análise conveniente.
Ao elaborar o gráfico do desgaste da ferramenta em função do tempo total de
corte (Figura 5.23), foi observada uma variação incomum entre as curvas de desgaste,
que posteriormente foi justificada pela alteração da dureza do material ao longo dos
ensaios. A vida útil de cada ferramenta foi determinada, para um valor de desgaste
constante (0,44 mm) e o gráfico bi-logarítmico das curvas de vida foi obtido,
confirmando, assim, a variação entre os ensaios, inclusive nos ensaios com os mesmos
parâmetros de corte.
Foi realizada uma análise da relação entre a dureza dos corpos de prova e o
tempo de vida da ferramenta (Figura 5.25), e constatado que a dureza do aço inoxidável
austenítico influencia substancialmente no tempo de vida, ou seja, quanto maior a
dureza do aço inoxidável austenítico, menor o tempo de vida da ferramenta, e vice-
versa. Isso também foi observado, para os ensaios realizados com as mesmas
velocidades de corte, e em alguns casos, entre diferentes valores de velocidades de
corte, como por exemplo, entre os ensaios 2 e 3 ou, entre os ensaios 2 e 4, onde
teoricamente, devido ao aumento da velocidade, o tempo total de corte da ferramenta
deveria ser menor, o que não ocorre em nenhum dos casos.
Com a curva vida da ferramenta em escala logarítmica, é possível obter os
valores x = 4,7445 e K = 1,5044 E 13, da equação de Taylor para um desgaste de 0,44
mm de altura, a partir dos quais podem ser calculadas as condições econômicas de corte,
e por seguinte, estima-se que o intervalo de máxima eficiência no processo está entre
uma velocidade de corte de 314,22 m/min e 416,32 m/min, assim, qualquer velocidade
de corte que esteja entre esta faixa relatada pode ser utilizada e irá fornecer uma solução
ótima para minimizar os custos, ou maximizar a produção, do processo de torneamento
do aço inoxidável austenítico, com a presença de fluido vegetal, em cada uma de suas
81
extremidades. Com a escolha do intervalo de máxima eficiência, valores de velocidades
de corte inferiores a 314,22 m/min, ocasionarão elevados tempos de produção, e para
qualquer valor acima de 416,32 m/min os custos com a fabricação serão altos, e em
ambos os casos, acarretarão redução na produção.
Nas velocidades de corte ensaiadas, três estão entre o intervalo de máxima
eficiência calculado, e a velocidade de 420 m/min está próxima à velocidade de corte
para máxima produção (Vcmxp = 416,32 m/min), o que mostra coerência nos resultados.
Para trabalhos futuros, sugere-se que sejam realizados estudos com:
Outro tipo de material do corpo de prova como, por exemplo, o alumínio.
Diferentes ferramentas de corte como, por exemplo, pastilhas cerâmicas.
A mesma ferramenta de corte, porém com raio de ponta diferente, para
analisar a influência desse parâmetro.
Fluidos de corte semi-sintético ou fluidos vegetais de outras origens, para
analisar se há ganho econômico no processo.
Utilização de fluidos com o método de alta pressão, ou com o método de
mínima quantidade de fluido.
Velocidades de corte menores para observar a relação da equação de Taylor
com outros tipos de desgastes da ferramenta como, por exemplo, o desgaste
de cratera. Entre outros.
Com todos os experimentos realizados, a importância desse trabalho foi
enriquecedor para conhecimentos sobre usinagem por torneamento dos aços inoxidáveis
austeníticos com fluido vegetal, visto que, poucos trabalhos avaliam a progressão do
desgaste de entalhe para calcular valores ótimos visando economia do processo.
82
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90
Anexo 1 - Dados técnicos do fabricante para o fluido de corte vegetal Balxedot.
91
92
93
94
95
Anexo 2 - Programação CNC utilizada nos ensaios.
O0002;
N10 G21 G95 G40;
N20 G90;
N30 G00 X100 Z 20;
N40 T0505;
N50 G96 S300;
N60 G0 X 80 Z5;
N65 G01 X75 F0,1;
N70 G01 Z-210;
N80 G01 X90 Z -200;
N90 G0 X100 Z20;
N100 M30;
96
Anexo 3 - Tabelas de dados experimentais dos ensaios.
Ensaio 1 (Vc = 300 m/min)
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5ª Barra (continuação)
103
Anexo 4 - Corpos de prova utilizados em cada ensaio.
Na Figura A4.1 está a relação dos cinco corpos de prova utilizados nos sete
ensaios realizados, para determinar a dureza média nos ensaios. Por exemplo, no Ensaio
1, foram utilizados os corpos de prova 4 e 5.
Figura A4.1 - Relação dos corpos de prova utilizados nos sete ensaios realizados.
Ensaio 1 300 [m/min]
Ensaio 2330 [m/min]
Ensaio 3360 [m/min]
Ensaio 4360 [m/min]
Ensaio 5390 [m/min]
Ensaio 6420 [m/min]
Ensaio 7420 [m/min]
Pe
ça
Ensaio
Peça 5
Peça 4
Peça 3
Peça 2
Peça 11
2
3
4
5
104
Anexo 5 - Programa no Matlab para o tempo total, o custo total e a taxa de lucro.
% considerando:
% Material: Aço INOX 304L; Pastilha Sandvik; Fluido Vegetal
% d=30mm; la=210mm; k=1.5044x10^13; x=4,7445; a=0,1mm/rot; tf=1,5; z=100;
ts=0,25min; tpr=5min
% valor de venda da peça R$=8,00; valor do material R$=1,50
% valor do porta ferramenta R$=180,00; vida média do porta ferramenta=400;
% valor da ferramenta R$=22,00; num. de arestas=6
% valor da mão-de-obra por hora R$=32,7; valor da máquina por hora R$=26,00
v=10:10:800;
% cálculo do tempo:
a=(pi*30*210)/(0.1*1000); % a=tempo de corte (min/pç)
k=1.5044*10^13; % k=constante k de desgaste
tf=1.5; % tf=tempo de troca da ferramenta, não há afiação (min/lote)
b=((pi*30*210)/(k*0.1*1000))*tf; % b=tempo devido a ferramenta (min/lote)
c=0.25; % c=tempo secundário por peça (min/pç)
d=5/100; % d=tempo de preparação por lote (min/lote)
x=4.7445-1; % x=constante x de desgaste
t=(a/v)+(b*(v^x))+c+d; % t=tempo total de 1 peça (min/pç)
% cálculo do custo:
e=2; % e=custo proporcional por peça (R$/pç)
cf=4.11; % cf=custo da ferramenta por vida (R$/vida)
f=((pi*30*210)/(k*0.1*1000))*cf; % f=custo da ferramenta por peça (R$/pç)
g=t/60*26; % g=custo da máquina (R$/min)
h=t/60*32.7; % h=custo da mão-de-obra (R$/min)
ct=e+(f*(v^x))+g+h; % ct=custo total (R$/pç)
% cálculo da taxa de lucro:
i=6.5; % i= custo de venda(8,00) - custo do material(1,5)
tl=((i-ct)/t); % tl=taxa de lucro (R$/pç)
tct=[t;ct];
[AX,H1,H2] = plotyy(v,tct,v,tl,'plot');
set(get(AX(1),'Ylabel'),'String','Tempo Total [min/pç] / Custo Total [R$/pç]')
set(get(AX(2),'Ylabel'),'String','Taxa de Lucro [R$/min]')
xlabel('Velocidade [m/min]')
title('Intervalo de Máxima Eficiência x Máxima Taxa de Lucro')
set(H1,'LineStyle','--')
set(H2,'LineStyle',':')
legend('Tempo Total [min/pç]','Custo Total [R$/pç]', 'Taxa de Lucro [R$/min]')