SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA INSTITUTO … · rugosidade foram afetados pelos três fatores analisados neste estudo, destacando novamente a influência do sentido de corte

SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA INSTITUTO SUPERIOR TUPY

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

EMERSON LUIS DE OLIVEIRA

ESTUDO DAS INFLUÊNCIAS DOS PARÂMETROS DE FRESAMENTO

COM 4 EIXOS, DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS, PARA A

FABRICAÇÃO DE ALETAS DE ROTORES

JOINVILLE 2013

ii





Dissertação apresentada ao Programa de Pós-

Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto

Superior Tupy, como requisito para a obtenção do

título de Mestre em Engenharia Mecânica.

Orientador: Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza.

JOINVILLE 2013

iii





Dissertação defendida e aprovada em 03 de Maio de 2013 pela banca

examinadora constituída pelos seguintes professores:

________________________________________________________ Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza (Orientador)

Instituto Superior Tupy

________________________________________________________ Prof. Dr. Freddy Armando Franco Grijalba


________________________________________________________ Prof. Dra. Márcia Adriana Tomaz Duarte


________________________________________________________ Prof. Dr. Rosemar Batista da Silva

Universidade Federal de Uberlândia

iv

AGRADECIMENTOS

Ao Professor Dr. Adriano Fagali de Souza, do Instituto Superior Tupy, pela

orientação e acompanhamento passo a passo durante o desenvolvimento desse

trabalho.

À Ferramentaria SOCIESC, especialmente ao professor Adriano Eudorico

Albano e ao Sr. José Carlos da Silva Júnior, pelo incentivo à pesquisa e

desenvolvimento tecnológico na área de Moldes e Matrizes.

Ao professor Marcos Estevam Balzer e profissionais do setor de metrologia

da SOCIESC Adriane Machado e Paulo Gaspar Borges de Almeida.

A Sintia S. Gehrmann secretaria acadêmica do Mestrado por sua dedicação

profissionalismo sempre presente e disposta a ajudar os Mestrandos.

A todos os professores da SOCIESC e demais envolvidos que me

motivaram na realização desse projeto.

A meu irmão, Valter Vander de Oliveira, meus pais João de Oliveira e Odete

de Oliveira e minha irmã Shirley Denise de Oliveira por estarem sempre presentes

nos momentos mais difíceis da minha vida.

Ao Instituto Federal de Santa Catarina, por ter cedido às máquinas para

realizar a usinagem dos corpos de provas.

v

RESUMO

OLIVEIRA, Emerson Luís de. Estudo das influências dos parâmetros de

fresamento com 4 eixos, de superfícies complexas, para a fabricação de aletas

de rotores. Joinville, 2013. 105 f. Dissertação (Mestrado) - Programa de Pós-

Graduação em Engenharia Mecânica, Sociedade Educacional de Santa Catarina,

Instituto Superior Tupy, Joinville, SC 2013.

A usinagem de superfícies tais como de rotores, lâminas de turbinas, próteses, moldes e matrizes de componentes automobilísticos, entre outros componentes de engenharia, têm sido comumente realizadas em máquinas CNC com quatro ou mais eixos. Estas máquinas CNC conhecidas como multi-eixos apresentam como vantagens a capacidade de produzir geometrias complexas, o aumento da produtividade e a redução dos tempos não produtivos. Desta forma, o desenvolvimento de novas estratégias de usinagem tornou-se comum nos sistemas de Manufatura Auxiliada por Computador (CAM), contudo esses sistemas levam em consideração apenas os aspectos geométricos da modelagem, deixando os parâmetros tecnológicos da estratégia para o programador. Esta dissertação tem como objetivo analisar a influência dos parâmetros de fresamento (sentido de corte concordante e discordante, profundidade de corte radial e avanço por aresta) na operação de acabamento em aletas de rotores em máquinas CNC com quatro eixos. O experimento consistiu no fresamento tangencial de um corpo de prova de geometria complexa fabricado em aço ABNT H13. A estratégia de usinagem selecionada movimentou simultaneamente os quatro eixos apresentando como variáveis os parâmetros tecnológicos, avanço por aresta (fZ), profundidade de corte radial (ae) e o sentido de corte. Os resultados indicaram a destacada influência do sentido de corte nos desvios de forma da superfície usinada. O fresamento discordante resultou em desvios abaixo das especificações da modelagem do corpo de prova. Os resultados das medições de rugosidade mostraram a importância de empregar outros parâmetros de rugosidade tais como Ry e Rsm além dos tradicionais Ra e Rz para caracterizar a superfície usinada. Todos os parâmetros de rugosidade foram afetados pelos três fatores analisados neste estudo, destacando novamente a influência do sentido de corte e do avanço por aresta. A geometria do corpo de prova com características de parede fina associada à estratégia de acabamento tangencial em única passada apresentou um comportamento próprio que exemplifica a necessidade de um estudo aprofundado sobre o tema em trabalhos futuros. Por fim, acredita-se ter realizado contribuições ao estudo do fresamento em máquinas quatro eixos para a melhor compreensão dos resultados da qualidade da superfície e de erros de forma.

Palavras-chave: Sistemas CAM; Fresamento quatro eixos; Sentido de corte, profundidade de corte radial; desvios geométricos.

vi

ABSTRACT

OLIVEIRA, Emerson Luís de. Study on the influences of four axis milling

parameters of complex surfaces, for the manufacture of rotor blades. Joinville,

2013. 105 f. Dissertação (Mestrado) - Programa de Pós-Graduação em Engenharia

Mecânica, Sociedade Educacional de Santa Catarina, Instituto Superior Tupy,

Joinville, SC 2013.

The machining of free form surfaces such as impellers, turbine blades, protheses, dies and molds for automotive components and other engineering components have been commonly performed in multi-axis NC machines. These NC machines have advantages such as the capability to produce complex geometries, increasing productivity and reducing the idle time. The development of new machining strategies became common in CAM system; however this technology is still based on geometric computations only, leaving the technological parameters of the strategy to the programmer. This thesis aims to analyze the influence of cutting parameters of finishing milling strategy on a machine with four-axis. The experiment consisted of tangential milling a workpiece of complex geometry made of ABNT H13 steel. The selected strategy moved the four axes simultaneously presenting technological parameters as variables, feed per tooth (fZ), step over (ae) and cutting direction. The results showed the influence of cutting direction on the geometric errors. The conventional milling resulted in deviations below specifications of the modeling of the workpiece. The results of roughness measurements showed the importance of using other parameters (Ry e Rsm) rather those traditional ones (Ra and Rz). The roughness was affected by three factors analyzed in this study, highlighting the influence of the direction of cut and feed per tooth. The geometry of the workpiece with thin wall features associated to peripheral milling in a single pass showed its own behavior that exemplifies the need for a deep study on this subject for future works. Thus, this work expected to be a contribution to machining field, especially when employing multi-axis machining operation in order to achieve better understanding of correlation between machining strategy and the and geometric errors of machined parts. Keywords: System CAM; 4 axis milling; Cutting direction; Step over; Geometric errors.

vii

LISTA DE FIGURAS

P.

Figura 1 - Desafios no processo de fresamento multi-eixos. ....................................... 6

Figura 2 - Geometria do corpo de prova: agitador - máquina lavar roupa. .................. 7

Figura 3 - Material remanescente do corpo prova. ...................................................... 8

Figura 4 - Valores de Ra em regiões usinado. ............................................................. 9

Figura 5 - Recursos geométricos contidos após conversão ...................................... 12

Figura 6 - Trajetória da ferramenta em função da tolerância do sistema CAM. ........ 14

Figura 7 - Máxima velocidade de avanço - interpolação linear. ................................. 15

Figura 8 - Corpo de prova velocidade de avanço. ..................................................... 16

Figura 9 - Máquina ferramenta de cinco eixos de rotação na mesa (A, C). .............. 17

Figura 10 - Máquina de cinco eixos rotação (A, C) no cabeçote. .............................. 18

Figura 11 - Máquina de cinco eixos de rotação (A) no cabeçote e (C) na mesa. ...... 18

Figura 12 - Medição e simulação das vibrações no fresamento cinco eixos do

Al7075. ............................................................................................................... 23

Figura 13 - Deflexão da ferramenta de topo devido à força de usinagem. ................ 24

Figura 14 - Número de medições necessárias para os parâmetros de rugosidade 2D

e 3D.................................................................................................................... 27

Figura 15 - Campo de aplicação dos instrumentos de medição de rugosidade para

diferentes princípios de funcionamento. ............................................................. 30

Figura 16 - Princípio de funcionamento do rugosímetro estilete. .............................. 32

Figura 17 - Esquema de funcionamento do rugosímetro estilete com transdutor laser.

........................................................................................................................... 33

Figura 18 - Centro de usinagem Skybull600 utilizado nos experimentos. ................. 35

Figura 19 - Vista Isométrica do Corpo de prova utilizado nos ensaios. ..................... 36

Figura 20 - Geometria das ferramentas de corte utilizadas para ensaios. ................ 38

Figura 21 - Fresas de metal duro revestimento de TiAlN .......................................... 39

Figura 22 - Fixação das ferramentas: compr. de balanço. ........................................ 39

Figura 23 - Sistema de fixação do corpo de prova. ................................................... 40

Figura 24 - Diagrama fatores de entrada e saída no fresamento. ............................. 43

Figura 25 - Trajetórias calculadas para operação condição de desbaste. ................ 45

viii

Figura 26 - Trajetória calculada para operação condição desbaste rotativa. ............ 46

Figura 27 - Trajetórias calculadas na operação de pré-acabamento. ....................... 47

Figura 28 - Verificação dos sobremetais após usinagem na condição de pré-

acabamento. ...................................................................................................... 48

Figura 29 - Trajetórias calculadas para a operação de acabamento. ........................ 49

Figura 30 - Posições de medição da rugosidade no corpo de prova. ........................ 50

Figura 31 - Pontos de controle para máquina medir por coordenada. ...................... 51

Figura 32 - Efeitos dos fatores de estudo nos desvios geométricos. ........................ 53

Figura 33 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte

concordante. ...................................................................................................... 55

Figura 34 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte

discordante. ........................................................................................................ 56

Figura 35 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte

concordante. ...................................................................................................... 57

Figura 36 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte

discordante. ........................................................................................................ 58

Figura 37 - Erros geométricos em função do fZ e ae para os sentidos de corte. ....... 59

Figura 38 - Efeitos dos fatores de estudo na rugosidade (Rz) do corpo de prova. .... 62

Figura 39 - Comportamento dos parâmetros de rugosidade (Ra, Ry e Rz) em função

do fZ. ................................................................................................................... 63

Figura 40 - Comportamento da rugosidade (RSm) em função de fZ. ......................... 64

Figura 41 - Comportamento da rugosidade em função de ae. ................................... 65

Figura 42 - Comportamento da rugosidade (Rsm) em função de ae. ......................... 66

Figura 43 - Perfil de rugosidade no sentido de corte concordante. ........................... 68

Figura 44 - Perfil de rugosidade no sentido de corte discordante. ............................ 69

ix

LISTA DE TABELAS

P.

Tabela 1: - Parâmetros de altura conforme a ISO 25178. ......................................... 28

Tabela 2: - Parâmetros de espaçamento conforme a ISO 25178. ............................ 29

Tabela 3: - Princípios de medição da rugosidade, características e aplicações........ 31

Tabela 4: - Composição química do aço ABNT H13 nos ensaios (% em massa). .... 37

Tabela 5: - Características geométricas das ferramentas de corte. .......................... 37

Tabela 6: - Parâmetros de corte nas operações de usinagem. ................................. 41

Tabela 7: - Combinação dos fatores e níveis na Matriz L18. .................................... 44

Tabela 8: - Análise da variância para os desvios geométricos. ................................. 52

Tabela 9: - Desvios de forma da superfície (mm) ...................................................... 54

Tabela 10: - Tolerâncias fundamentais das qualidades IT03 a IT11. ........................ 61

Tabela 11: - Análise da variância para Rugosidade (Rz). .......................................... 61

x

LISTA DE ABREVIAÇÕES E SIGLAS

CAx Computer Aided x (Utilizado para indicar qualquer sistema)

CAD Computer Aided Design (Projeto Auxiliado por Computador)

CAM Computer Aided Manufacturing (Manufatura Auxiliada por Computador)

CAI Computer Aided Inspection (Inspeção Auxiliada por Computador)

CAE Computer Aided Engineering (Engenharia Auxiliada por Computador)

CAPP Computer Aided Planning Process (Planejamento do Processo Auxiliado

por Computador)

CNC Computer Numeric Control (Comando numérico computadorizado)

HSM High Speed Machining (Usinagem à alta velocidade de corte)

CLF Cutter Location File (Arquivo localização da fresa)

CL Cutter Location (Localização da fresa)

CC Cutter Contact (Contato da fresa)

RPM Rotações por minuto

F Velocidade de Avanço (mm/min)

aP Profundidade de corte axial (mm)

ae Profundidade de corte radial (mm)

fZ Avanço por aresta (mm)

Dc Diâmetro da ferramenta (mm)

CP Corpo de prova

STEP Standard for the Exchange of Product Model Data (Padrão para troca de

dados do produto)

(Zn) Números de arestas

(dmm) Diâmetro da haste

(Dc) Diâmetro da fresa

IGES Initial Graphics Exchange Specification (Inicial gráfico de câmbio

especificação)

VDAFS Verband der deutschen Automobilindustrie – Flächenschnittstelle

(Associação Alemã de Indústria Automóvel - Interface de superfície)

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

SOCIESC Sociedade Educacional de Santa Catarina

xi

LISTA DE SÍMBOLOS

φ Ângulo de contato da aresta de corte com a peça [ 0 ]

R Raio da ponta

0 Ângulo de saída

p Ângulo de Hélice

xii

SUMÁRIO

P.

1 INTRODUÇÃO ......................................................................................................... 1

1.1 OBJETIVO GERAL ................................................................................................ 3

1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS .................................................................................. 3

1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO .............................................................................. 4

2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ............................................................................... 5

2.1 FRESAMENTO MULTI-EIXOS .............................................................................. 5

2.2 SISTEMA CAM .................................................................................................... 10

2.3 TIPOS DE MÁQUINA FERRAMENTA COM CINCO EIXOS. ............................... 17

2.4 ESTRATÉGIAS DE USINAGEM NO SISTEMA CAM........................................... 19

2.4.1 Desbaste ......................................................................................................... 20

2.4.2 Alívio de cantos e pré-acabamento .............................................................. 20

2.4.3 Acabamento .................................................................................................... 20

2.5 FATORES QUE INFLUÊNCIAM O ACABAMENTO ............................................. 21

2.5.1 Deformações relativas entre ferramenta e peça. ......................................... 23

2.6 AÇO FERRAMENTA PARA TRABALHO A QUENTE - ABNT H13 ...................... 25

2.7 PARÂMETROS DE RUGOSIDADE/TEXTURA ................................................... 26

2.7.1 Parâmetros verticais ou de amplitude .......................................................... 26

2.7.3 Parâmetros de espaçamento ......................................................................... 28

2.7.4 Medição da rugosidade/textura ..................................................................... 29

2.7.5 Instrumentos de medição de rugosidade ..................................................... 31

3 MATERIAIS E MÉTODOS ..................................................................................... 34

3.1 MÁQUINA FERRAMENTA .................................................................................. 34

3.2 CORPO DE PROVA ............................................................................................ 35

3.3 FERRAMENTAS DE CORTE E SISTEMA DE FIXAÇÃO ..................................... 37

3.4 PARÂMETROS DE CORTE ................................................................................ 40

3.5 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ................................................................... 41

3.6 PREPARAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA ........................................................ 45

3.7 FRESAMENTO TANGENCIAL ISO PLANAR ...................................................... 48

xiii

3.8 MEDIÇÃO DO ERRO MICRO GEOMÉTRICO - RUGOSIDADE .......................... 49

3.9 MEDIÇÃO DO ERRO MACRO GEOMÉTRICO ................................................... 50

4 ANÁLISE E DISCUSSÕES DOS RESULTADOS ................................................. 52

4.1 RESULTADOS DOS DESVIOS GEOMÉTRICOS ............................................... 52

4.1.1 Influência da profundidade de corte radial (ae) ............................................ 54

4.1.2 Influência do avanço por aresta (fZ) .............................................................. 57

4.1.3 Influência do Sentido de Corte ...................................................................... 59

4.2 ANÁLISES DA TEXTURA/RUGOSIDADE ........................................................... 61

4.2.1 Influência do avanço por aresta (fZ) .............................................................. 62

4.2.2 Influência da penetração de trabalho (ae) .................................................... 64

4.2.3 Influência do Sentido de Corte ...................................................................... 66

5 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ......................... 70

5.1 CONCLUSÕES ................................................................................................... 70

5.2 TRABALHOS FUTUROS ..................................................................................... 71

REFERÊNCIAS ......................................................................................................... 72

ANEXO A - RELATÓRIO DE MEDIÇÃO DA RUGOSIDADE................................... 78

ANEXO B - RELATÓRIO CONTROLE DIMENSIONAL ........................................... 82

ANEXO C - DESVIO DE FORMA DA SUPERFÍCIE ................................................. 90

ANEXO D – CERTIFICADO DE QUALIDADE DO MATERIAL ................................ 91

ANEXO E – DETALHAMENTO 2D CORPO DE PROVA ......................................... 92

1

1 INTRODUÇÃO

No Brasil o desenvolvimento tecnológico na área de manufatura está

passando por uma série de transformações, entre elas a utilização de máquinas

CNC com quatro ou mais eixos, denominadas de multi-eixos, com tecnologias

avançadas de usinagem. A indústria brasileira tem investido na modernização do

parque de máquinas buscando o crescimento da competitividade no mercado

nacional e internacional (FERRARI, 2012). Além disso, a necessidade de inovação

tecnológica nos produtos aumentou a complexidade das superfícies, hoje em dia

amplamente aplicadas em diversas indústrias, tais como a automobilística,

aeroespacial, biomédica e a indústria de moldes e matrizes. As chamadas

geometrias complexas são empregadas em uma gama extensa de produtos tais

como moldes de painéis de automóveis, lâminas de turbinas, rotores em corações

artificiais, próteses e implantes, entre outros (LAZOGLU et al, 2011; LAVERNHE et

al, 2010; TUTUNEA-FATAN e BHUIYA, 2011).

A partir da década de 80 a usinagem em máquinas multi-eixos recebeu uma

maior atenção tanto na indústria quanto por parte dos pesquisadores. Com um

número maior de graus de liberdade o processo de usinagem em máquinas multi-

eixos apresentou vantagens sobre os processos convencionais em máquinas três

eixos. Segundo CHU et al, (2008) entre as vantagens pode-se citar o aumento da

produtividade, a redução dos tempos de preparação e a manufatura de geometrias

complexas. Tutunea-Fatan e Bhuiya (2011) relataram outra vantagem percebida em

seus estudos, a redução na ordem de 66 a 75% do tempo total da operação de

polimento manual na fabricação de moldes. Lasemi et al, (2010) acrescentam que as

máquinas 5 eixos quando comparadas aquelas de 3 eixos apresentam à

possibilidade de efetuar somente uma única fixação para a usinagem completa da

peça. Desta forma, proporcionam um menor erro geométrico e uma maior qualidade

da superfície usinada. Além disso, o fresamento tangencial pode ser aplicado na

maioria das geometrias, reduzindo o número de ferramentas necessárias para a

usinagem e melhorando as condições de corte. Por exemplo, é possível reduzir o

2

comprimento em balanço da ferramenta em função da orientação da ferramenta em

relação à superfície de usinagem (DING et al, 2010).

Apesar das vantagens citadas anteriormente, existem vários desafios na

usinagem multi-eixos a serem superados. Uma vez que a orientação da ferramenta é

ajustável, são necessários simulações do movimento de todos os elementos móveis

da máquina e não só da ferramenta. Assim, é muito mais difícil prever as colisões e

o trajeto da ferramenta sem a modelagem de todo o sistema máquina-ferramenta-

peça. Além disso, a previsão das forças de corte, a deflexão da ferramenta e as

vibrações do sistema são obtidas através de simuladores complexos, afinal os

parâmetros de corte envolvidos são variáveis no tempo, durante o processo de

usinagem (DING et al, 2010).

Conforme Lauwers et al, (2006) apesar das máquinas multi-eixos terem se

tornado comuns nas empresas de fabricação, a usinagem de geometrias complexas

ainda é realizada com estratégias que empregam movimentos em 2 1/2 e 3 eixos.

Segundo Souza e Ulbrich, (2009) os sistemas de Manufatura Auxiliada por

Computador (CAM), para fresamento em três eixos estão num patamar evolutivo,

enquanto a aplicação do fresamento de 5 eixos mostra-se como uma tendência do

mercado. Na usinagem com quatro ou mais eixos, além da máquina e o Comando

Numérico Computadorizado (CNC), o sistema CAM deve estar apto para cálculos e

simulação da trajetória da ferramenta. Os atuais sistemas CAM disponíveis no

mercado oferecem diversas estratégias de usinagem, geralmente dependentes da

geometria da superfície. A qualidade da superfície usinada resulta da escolha da

estratégia e dos parâmetros de corte ideais ao processo (LAVERNHE, 2010).

Os recentes desenvolvimentos nos sistemas CAM permitiram a fabricação

de complexas geometrias, contudo os sistemas CAM disponíveis no mercado levam

em consideração apenas os aspectos geométricos do modelo gráfico, deixam os

detalhes técnicos da estratégia para o programador. Em geral, os sistemas CAM

abordam a tolerância de fabricação a nível macrogeométrico, desconsiderando os

aspectos tecnológicos da usinagem tais como as forças de corte, o desgaste da

ferramenta ou mesmo as propriedades do material da peça. Em função da

complexidade da tarefa, apresentando fatores que se não compreendidos afetam os

erros geométricos e a qualidade da superfície em processos de usinagem diversos

estudos, assim como este, tem sido desenvolvidos com intuito de compreender os

3

fenômenos e simplificar as decisões de processo. A partir das características do

processo. Diferentes modelos foram propostos para minimizar as forças de

usinagem, aumentar a vida da ferramenta e corrigir os erros geométricos. Contudo

pouco se aborda sobre a qualidade da superfície, aspectos de engenharia tais como

a textura de peças e as mudanças na estrutura dos materiais (LAZOGLU, 2009).

Sem um entendimento claro sobre as causas dos erros geométricos e dos

problemas com a rugosidade no processo de usinagem em máquinas multi-eixos, as

soluções disponíveis para sua minimização são dificilmente atingidas. As vantagens

do uso destes equipamentos tais como a redução dos tempos de fabricação, a

melhoria da qualidade da superfície e a exatidão geométrica tornam-se menos

distantes a medida que se conhece a influência dos parâmetros de corte no

processo de usinagem.

1.1 OBJETIVO GERAL

Analisar a influência dos parâmetros de corte do fresamento na estratégia de

acabamento de superfícies complexas, para fabricação de aletas de rotor em um

centro de usinagem 4 eixos.

1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Esta dissertação tem como objetivos específicos:

a) Estabelecer o estado da arte para o processo de fresamento multi-eixos através

da pesquisa bibliográfica para definir os experimentos e embasar a discussão

dos resultados.

b) Analisar a influência do sentido de corte (concordante e discordante) nos desvios

de forma e na rugosidade da superfície.

c) Analisar a influência da profundidade de corte radial (ae) nos desvios de forma e

na rugosidade da superfície.

d) Analisar a influência do avanço por aresta (fz) nos desvios de forma e na

rugosidade da superfície.

e) Comparar os parâmetros Ra, Rz, Ry e RSm na caracterização da rugosidade das

superfícies usinadas.

4

1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO

Capítulo 1 - Neste capítulo fez-se a Introdução, a contextualização e a

caracterização do problema. Apresenta-se um cenário da crescente aplicação e do

papel das máquinas multi-eixos na evolução da manufatura. Faz-se uma abordagem

sobre as vantagens e os desafios postos a essa tecnologia e os recentes

desenvolvimentos nos sistemas CAM. Por fim, apresentaram-se o objetivo geral e os

específicos deste estudo.

Capítulo 2 - É apresentada uma revisão da literatura sobre fresamento

multi-eixos, os tipos de configuração de máquina multi-eixos, as operações de

desbaste, alívio de cantos, acabamento, os fatores que influenciam no acabamento

e nos erros de forma de superfícies fresadas. Ainda é apresentada uma revisão da

literatura sobre os parâmetros de rugosidade, os conceitos, os parâmetros mais

comuns (2D) e os novos conforme a norma ISO 25178.

Capítulo 3 - Apresenta-se a metodologia de realização dos experimentos e

das medições dos resultados, assim como os recursos previstos para realização dos

ensaios.

Capítulo 4 - São apresentados os resultados obtidos nos experimentos e a

análise das medições de rugosidade e dos desvios de forma da superfície, conforme

definido na metodologia do experimento no Capítulo 3.

Capítulo 5 - Descrevem-se as conclusões finais do trabalho e os aspectos

importantes e evidenciados, além da sugestão de novos estudos para trabalho

futuros.

Capítulo 6 - Por fim, são apresentadas as referências para elaboração da

revisão da literatura.

Ao final da dissertação encontra-se o apêndice com os resultados

completos das medições realizadas nos laboratórios da SOCIESC, o certificado de

qualidade do aço ABNT H13 e o desenho de detalhamento do corpo de prova.

5

2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA

Neste Capítulo é apresentado o estado da arte para o processo de

fresamento em máquinas multi-eixos e o sistema de Manufatura Auxiliada por

Computador (CAM). Elaborou-se um contexto geral sobre o assunto, as principais

contribuições e as tendências encontradas na literatura e em artigos de

pesquisadores. Além disso, abordam-se assuntos referentes aos resultados da

usinagem tais como os erros de exatidão dimensional e a qualidade da superfície no

processo de fresamento para fundamentação da pesquisa.

2.1 FRESAMENTO MULTI-EIXOS

A programação e a simulação no fresamento em máquinas com mais de três

eixos simultâneos, multi-eixos, seguem os mesmos princípios básicos do processo

com três eixos, sendo muitas vezes aplicadas as mesmas estratégias de usinagem.

Os modelos empregados na simulação do fresamento nos sistemas CAM

desenvolvem o cálculo da trajetória a partir do modelo geométrico, contudo

desconsideram as características do processo que apresenta corte descontínuo,

múltiplas arestas de corte, diversas geometrias de ferramentas de corte e

susceptibilidade a vibrações do sistema máquina-ferramenta-peça (WEINERT et al,

2008).

O fresamento em máquinas com quatro ou mais eixos quando comparado ao

realizado em três eixos oferece como vantagens a maior acessibilidade, melhoria na

qualidade da superfície e o aumento na taxa de remoção de material. Contudo os

modelos para cálculo da trajetória e simulação da usinagem são mais complexos

(TOURNIER et al, 2006; LASEMI et al, 2010; ALTINTAS e SENCER, 2010).

Para Ding et al, (2010) a tecnologia de fresamento em máquinas com quatro

ou mais eixos é bastante recente e um dos desafios está na integração da geração

da trajetória da ferramenta, a simulação geométrica e a simulação dos mecanismos

de corte na usinagem. Na Figura 1 são ilustrados os três grandes desafios para a

usinagem em máquinas cinco eixos e suas relações.

6

Figura 1 - Desafios no processo de fresamento multi-eixos. Fonte: Adaptado de Ding et al, (2010).

Para Langeron et al, (2004) a usinagem em máquinas multi-eixos, neste caso

5 eixos, está sujeita a dois tipos de erros: o geométrico (gerado pelo cálculo de

trajetória) e o mecânico que está relacionado à velocidade e a aceleração dos cinco

eixos ocasionados pela segmentação na trajetória e translação dos eixos, feita

através de interpolação linear.

Segundo Albano (2008) o avanço programado pode ser comprometido na

usinagem de cinco eixos, pois além dos movimentos cartesianos em três eixos, a

máquina deve controlar os dois eixos rotacionais. A velocidade de avanço é

interpolada em cinco eixos, consequentemente é afetada. Em sua dissertação o

autor avaliou os processos de fresamento de três e cinco eixos, na fabricação da

cavidade do molde de injeção. Na Figura 2 apresenta-se a geometria do corpo de

prova utilizado por Albano (2008) em seus estudos de comparação entre as

estratégias de fresamento três e cinco eixos.

7

Figura 2 - Geometria do corpo de prova: agitador - máquina lavar roupa.

Fonte: Albano, (2008).

Em seus experimentos Albano (2008) realizou a usinagem de dois corpos de

prova. O autor avaliou o tempo de fabricação, os custos de processo e os erros

dimensionais. O primeiro fator de saída analisado foi o tempo de fabricação. O

processo de fresamento com três eixos resultou em um tempo total de 792 minutos

enquanto com cinco eixos 1.511 minutos. Este valor representa a somatória da

análise e definição da estratégia e o pós-processamento dos programas gerados.

Deixando evidente que o fresamento cinco eixos proporcionou o maior tempo de

usinagem, aproximadamente 28,5% superior ao processo de fresamento três eixos.

Albano concluiu que a vantagem significativa do fresamento cinco eixos é

evidenciada quando comparado o material remanescente após a usinagem. A Figura

3 apresentam as diferenças entre as superfícies usinadas entre os processos de

fresamento com três e cinco eixos citados por Albano em seu experimento.

8

Figura 3 - Material remanescente do corpo prova. (a) fresamento 3 eixos e (b) fresamento 5 eixos.Fonte: adaptado de Albano, (2008).

Na Figura 3(a) a região destacada ilustra o material não removido pelo

processo de fresamento com movimentos três eixos. Para atingir a geometria

desejada do corpo de prova foi necessário remover esse material através do

processo de eletroerosão. A Figura 3(b) apresentou a mesma região após a

usinagem com estratégia com movimentação nos cinco eixos. O autor destacou que

o fresamento cinco eixos apesar de ter u tempo maior de fresamento reduziu 21% do

tempo total da fabricação do corpo de prova em estudo. Para Albano (2008) outra

vantagem significativa é a redução do processo usinagem de eletroerosão, através

da redução do material remanescente. O fresamento cinco eixos possibilitou uma

redução de 13,6% no custo total. A principal desvantagem do fresamento 5 eixos foi

o maior tempo de programação e simulação, aproximadamente 175% maior que a

simulação e programação em fresamento 3 eixos. (ALBANO, 2008).

Segundo Silva (2006) a exportação do modelo geométrico do sistema CAD

em formatos neutros (IGES e PARASOLID) para sua importação no sistema CAM

gerou em seus experimentos um erro de trajetória da ferramenta no fresamento 5

eixos. O autor atribuiu este problema aos elementos geométricos empregados, tais

como retas e arcos, ocasionando esta descontinuidade no modelamento. Silva

(2006) confirmou sua hipótese utilizando a função “Spline” para suavizar a geometria

do modelamento. Conforme Silva (2006) esta descontinuidade gerou solavancos

(a) (b)

9

durante a usinagem, resultando em um pior acabamento da superfície e na redução

da velocidade de avanço.

Baptistas e Simões (2000) estudaram a influência do ângulo de direção no

acabamento da superfície de corpos de prova de alumínio série 7000 com diferentes

geometrias. Para análise dos resultados os autores separaram os valores de

acabamento em quatro diferentes gráficos comparados por regiões usinadas. A

Figura 4 ilustra os gráficos de rugosidade Ra em função do ângulo de direção de

avanço para as quatro regiões: (a) plano horizontal, (b) plano inclinado, (c) região

convexa e (d) região côncava.

Ângulo de Direção de avanço ( )

Pa

râm

etr

o R

a

(mic

rons)

9075604530150

4,0

3,5

3,0

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

Região Plano Horizontal

o


Pa

râm

etr

o R

a (

mic

rons)

9075604530150

4,0

3,5

3,0

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

Região Plano Inclinada

o

(a) (b)

Legenda:


Pa

râm

etr

o R

a

(mic

rons)

9075604530150

4,0

3,5

3,0

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

Região Convexa

o

Fresa esférica - 3 eixos

Fresa esférica - 5 eixos


Pa

râm

etr

o R

a (

mic

rons)

9075604530150

4,0

3,5

3,0

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

Região Côncava

o

Fresa Topo reto - 3 eixos

Fresa Topo reto - 5 eixos

(c) (d)

Figura 4 - Valores de Ra em regiões usinado. Fonte: Baptista e Simões, (2000).

Baptista e Simões (2000) concluíram que na região plano horizontal, Figura

4(a), a fresa de topo reto no fresamento com três eixos proporcionou melhor

acabamento superficial comparado com a usinagem 5 eixos. Além disso, nesta

10

região os valores de rugosidade para a fresa esférica foram todos superiores aos da

fresa de topo. Conforme os autores na região plana horizontal a velocidade de corte

reduziu em função do contato ferramenta/peça, prejudicando o acabamento da

superfície. Nas outras regiões: plano inclinado (b), região convexa (c) e côncava (d)

a usinagem cinco eixos com a fresa de topo reto também resultou em valores de

rugosidade menores devido a manutenção da velocidade de corte na tangencia da

ferramenta de corte.

Miralles (2009) estudou diferentes estratégias de corte na operação de

acabamento com máquinas 5 eixos. O autor avaliou a exatidão geométrica, o tempo

de usinagem e a qualidade da superfície, associada a cada estratégia de usinagem.

Em sua análise dos resultados o autor relatou que a estratégia empregando o círculo

como fronteira proporcionou uma trajetória suave, movimentando 4+1 eixos. A

estratégia utilizando curva guia “drive” gerou trajetória complexa movimentando os 5

eixos simultâneos. A estratégia de usinagem 360º utilizando uma fronteira circular

apresentou melhor acabamento e menor tempo de usinagem. Os movimentos

concordantes e discordantes gerados pela estratégia Zig-Zag resultaram em uma

superfície com pior acabamento e menor exatidão geométrica quando comparada as

outras estratégias empregadas.

2.2 SISTEMA CAM

Souza e Ulbrich (2009) definem o sistema CAM como um sistema amplo que

envolve todas as etapas de fabricação, contudo atualmente empregado apenas na

elaboração de programas para máquinas CNC. Os sistemas CAM são classificados

em função de características tais como o número de processos disponíveis para

programação (torneamento, fresamento, eletroerosão, puncionamento, entre outros),

o número de eixos de trabalho (2 a 5 eixos), a capacidade de simulação das

trajetórias das ferramentas, o pós-processamento e a aplicação de novas

tecnologias como o desbaste por mergulho e a usinagem com altas velocidades

(HSM). Além disso, a maioria dos sistemas CAM possui módulos de simulação do

processo de produção diretamente pelo computador, que permitem encontrar erros

acidentais no programa do comando numérico (NC) tais como, a colisão da

ferramenta, regiões não usinadas, entre outras características do processo como o

tempo de processamento.

11

No processo de fabricação envolvendo os sistemas CAM o modelo

geométrico a ser usinado é importado do sistema CAD permitindo determinar as

dimensões do bloco de matéria-prima, assim como definir a máquina-ferramenta, o

sistema de fixação da peça, as ferramentas e os parâmetros de usinagem. Após o

cálculo do percurso da ferramenta na estratégia de usinagem, é feito o pós-

processamento gerando assim os códigos que são interpretados e transformados

pelo CNC da máquina em movimentações e acionamentos (ESPINOZA;

SCHAEFFER, 2004).

Holtz (2009) destacou a necessidade da utilização dos formatos neutros

devidos o surgimento de várias tecnologias Cax, e os problemas de comunicação

geométrica entre os diferentes sistemas. Estes problemas estão relacionados,

tolerâncias de importação e exportação do modelo geométrico, influenciando nos

cálculos de trajetórias da ferramenta. Segundo o mesmo autor as ferramentarias da

região de Joinville utilizam o formato neutro IGES. Na análise de alterações

geométricas, Holtz (2009) concluiu que apesar de serem utilizados os mesmo pontos

de referência para construção das curvas. O sistema CAD produziu curvas

diferentes da original, devido ao cálculo matemático em cada software. Já no estudo

da trajetória foram utilizados três corpos de provas, um nativo, modelado no próprio

sistema CAD/CAM, e outros dois importados de diferentes sistemas CAD.

Analisando somente a estratégia de acabamento, os resultados foram comparados

por similaridade. Quando se utilizou o programa importado percebeu-se que foram

geradas diferentes trajetórias calculadas pelo sistema CAM, ocasionando um

programa de maior tamanho e diferentes pontos de entrada no corpo de prova. O

autor sugeriu para trabalhos futuros utilizar o formato STEP, bastante empregado na

linha automobilística ou PARASOLID para verificar possíveis problemas citados.

Neste contexto, Dürr (2000) pesquisou o comportamento das entidades

geométricas após sua importação em três formatos neutros IGES, STEP e VDAFS.

Em sua pesquisa, os elementos geométricos criados no sistema CAD foram

exportados para os três tipos de arquivos neutros. Após a conversão novamente os

arquivos foram importados para outro sistema CAD analisando o comportamento

dos elementos geométricos no novo sistema.

Na Figura 5 está ilustrado o quadro com os elementos geométricos que foram

analisados por Dürr (2000) em cada formato neutro. O autor identificou a existência

12

destes elementos da seguinte forma: (X) se contém o elemento após a conversão,

(E) quando é limitado o elemento após a conversão e (U) quando este elemento

contém como sub-elemento.

Figura 5 - Recursos geométricos contidos após conversão Fonte: Dürr, (2000)

Na Figura 5 o autor reforça as qualidades encontradas em seu estudo sobre

o formato STEP que assegurou uma melhor qualidade e precisão do modelo

convertido, mantendo as características iniciais do modelamento.

2.2.1 Geração de trajetória para fresamento quatro e cinco eixos

Conforme Weinert et al, (2008) a geração da trajetória em fresamento 4 ou

mais eixos, são resultantes dos movimentos de 3 eixos cartesianos simultâneos,

com movimento adicional de rotação em um ou mais eixos. Em muitos casos ainda

vista como um complemento das atuais estratégias de trajetórias 3 eixos. Este

movimento de rotação deve ser livre de colisões, portanto, a escolha da trajetória

ainda necessita um usuário experiente.

13

Para o sistema CAM criar a trajetória, primeiro ele calcula os pontos de

contatos da ferramenta (CC) sobre a geometria CAD. Para o CAM executar a

programação arquivo local de contato (CLF) o sistema utiliza um método de

compensação, calcula-se a localização do ponto central da ferramenta na qual é

denominada localização de contato (CL) os pontos CL são os pontos contidos no

programa CNC finais. (ARIAS, 2009).

Chen et al, apud Pivetta, (2005) afirmam que para obter uma boa qualidade

da superfície a trajetória da ferramenta e o ponto de contato (CC) devem tornar uma

velocidade constante durante a usinagem. Em muitos casos, a trajetória da

ferramenta no ponto de contato (CL) é constante, ocasionando descontinuidade na

superfície usinada. Outro fenômeno que ocorre é a redução da velocidade de

avanço em regiões convexas e aumento da mesma em regiões côncavas. Esta

variação da velocidade de avanço resulta em problemas na superfície a ser usinada.

Para solucionar este problema os autores aplicaram um interpolador de superfície

NURBS. A interpolação NURBS mantém constante a velocidade de (CC), diminuindo

a velocidade de (CL) em regiões côncavas e aumentando em regiões convexas.

2.2.2 Tolerância CAM

Para Souza e Coelho (2003) esta faixa de tolerância está relacionada com a

exatidão geométrica na qual o caminho da ferramenta deverá seguir o modelo

geométrico. Segundo os autores quanto menor esta tolerância, mais próxima do

modelo geométrico ideal a trajetória ficará. Por outro lado, quanto menor a tolerância

do sistema CAM maiores serão os programas NC gerados e maior o tempo de

usinagem. Na Figura 6 Souza e Coelho (2003) apresentam um exemplo de trajetória

criada através da interpolação linear para um mesmo modelo geométrico para dois

valores de tolerância da trajetória no sistema CAM.

14

Figura 6 - Trajetória da ferramenta em função da tolerância do sistema CAM. Fonte: Adaptado de Souza e Coelho, (2003)

Na Figura 6 Souza e Coelho (2003) mostram a trajetória da ferramenta e sua

banda de tolerância e caminho percorrido pela ferramenta. Em cor preta representa

a geometria do corpo de prova em cor azul os dois limites de tolerância CAM

superior e inferior, Na Figura 6(a) percebe-se que a trajetória da ferramenta

representada em cor vermelha fica tangente ao limite inferior da tolerância. Já na

Figura 6(b) a banda de tolerância sendo a metade do valor da tolerância do CAM

percebe-se que a trajetória da ferramenta fica tangente à geometria do modelo.

Segundo Souza (2001) os diferentes métodos de interpolação linear (G1) de

segmentos de retas, e circular (G2 ou G3) aplicados em geometrias complexas

ocasionam solavancos no deslocamento dos eixos nas máquinas CNC. O

pesquisador comparou o tempo efetivo de usinagem relacionando a velocidade de

avanço real com a programada. A geometria empregada seguiu os mesmos critérios

do padrão criado pela associação alemã Nc-Gelssellschaft para homologação de

fresadoras HSM. Este mesmo autor concluiu que a interpolação linear (G1) gerou

programas relativamente maiores que aqueles que empregaram interpolação circular

(G2 ou G3). O aumento do volume de informação limitou a velocidade de avanço em

67% para a interpolação linear (G1). Já a interpolação circular (G2 ou G3) gerou um

programa relativamente menor, permitindo com isso a máquina atingir 100% da

velocidade de avanço programada em toda a usinagem. A Figura 7 ilustra o corpo

15

de prova empregado por Souza (2001) e as variações de velocidades de avanço

obtidas no experimento.

Figura 7 - Máxima velocidade de avanço - interpolação linear. Fonte: Souza, (2001)

Na Figura 7 são apresentadas as velocidades de avanço obtidas na

interpolação linear (G1). Conforme Souza (2001) o valor programado de 2000

mm/min foi atingido somente em duas regiões da peça. Apenas nas regiões com

características de semi-retas o avanço chegou a 100% do valor programado.

Conforme Souza (2004) a interpolação linear (G1) influência na velocidade de

avanço em geometrias complexas. Neste contexto, através de um sistema de

aquisição das velocidades individuais de cada eixo na máquina CNC o autor

registrou estas oscilações. A geometria estudada é apresentada na Figura 8(a) na

qual para os semi-círculos 1 e 3 foram utilizadas a interpolação linear (G1) e no

semi-círculo 2 foi aplicada a interpolação circular (G2) todas com avanço de 3500

mm/min.

(a)

16

(b)

(c)

Figura 8 - Corpo de prova velocidade de avanço. Fonte: Souza, (2004).

No gráfico da Figura 8(b) os resultados mostraram que não houve variação de

oscilações de avanço representados em cor rosa na interpolação circular G02 a

velocidade de avanço atingiu 100% o programado. Entretanto na Figura 8(c) a

interpolação G1 a velocidade de avanço apresentou variações ao longo da trajetória.

2.2.3 Estratégias de usinagem quatro e cinco eixos.

Do ponto de vista de Silva (2006) muitas estratégias de usinagem quatro e

cinco eixos são estudadas, porém, ainda é um desafio a geração das trajetórias

livres de erros sem a interferência ou experiência do operador. As estratégias de

usinagem são classificadas em: ISO-paramétrica, ISO-planar ou cartesiana e altura

de crista constante.

17

Para Silva (2006) a estratégia isoparamétrica tem a vantagem da

representação paramétrica da superfície, sendo o método de geração mais

frequente utilizado. A trajetória da ferramenta na estratégia ISO-paramétrica em

algumas situações geram problemas de acabamento na superfície, com alturas de

crista diferentes, devido à transformação não uniforme na superfície usinada.

Outro problema analisado por Silva (2006) é proveniente da forma de modelar

a superfície. A operação booleana, método de subtração, faz com que a curva

isoparamétrica não coincida com a original, por consequência, a curva não está mais

adaptada à borda original proporcionando problemas na usinagem.

2.3 TIPOS DE MÁQUINA FERRAMENTA COM CINCO EIXOS.

Silva (2006) e Miralles (2009) relatam que em geral, as máquinas CNC com

cinco eixos, possuem os três eixos convencionais relacionados por coordenadas

cartesianas (X, Y, Z) com movimento de translação e outros dois eixos auxiliares de

rotação (A, C), estando ligados ao tipo de máquina ferramenta. A Figura 9 ilustra um

exemplo de concepção de máquina ferramenta com cinco eixos e rotação na mesa.

Figura 9 - Máquina ferramenta de cinco eixos de rotação na mesa (A, C). Fonte: Siemens, (2004).

Ainda segundo Silva (2006) e Miralles (2009) este tipo de máquina é a mais

econômica, por ser possível realizar os movimentos dos 5 eixos só pela adição do

mecanismo na mesa em uma máquina 3 eixos. Outra vantagem descrita pelos

autores está relacionada à carga recebida no fuso que seria maior comparada com

as demais. Porém, apresenta a desvantagem de possuir limite de peso e tamanho.

18

A máquina ferramenta empregada neste estudo apresenta a mesma

constituição de movimentos dos eixos, contudo apenas para quatro eixos (X, Y, Z e

A) não possuindo o eixo (C).

Na Figura 10 apresenta-se outro tipo de concepção de máquina ferramenta

com o movimento de rotação no cabeçote eixo (C) este tipo de máquina tem a

vantagem de trabalhar com peças mais pesadas, por consequência, é limitada na

força exercida no fuso.

Figura 10 - Máquina de cinco eixos rotação (A, C) no cabeçote. Fonte: Siemens, (2004).

A Figura 11 ilustra uma terceira concepção de máquina com cinco eixos.

Nesta o eixo de rotação (C) fica sobre a mesa e o eixo de rotação (A) é aplicado no

cabeçote.

Figura 11 - Máquina de cinco eixos de rotação (A) no cabeçote e (C) na mesa. Fonte: Siemens, (2004).

19

Este tipo de configuração é utilizada em peças cilíndricas com rebaixos em

torno de sua periferia. Este tipo de máquina tem limitação no peso das peças e na

força exercida no fuso.

2.4 ESTRATÉGIAS DE USINAGEM NO SISTEMA CAM

Após ter concluído o projeto do molde no sistema (CAD) com o

acompanhamento da análise sobre o efeito das variáveis no processo de injeção

pela Engenharia Auxiliada por Computador (CAE). Passa-se à etapa de fabricação

do ferramental utilizando o CAM. Conforme Espinoza e Schaeffer (2004) a

fabricação do ferramental com máquinas de usinagem com controle numérico

computadorizado CNC necessitam de informações que descrevem as características

do produto através de modelos tridimensionais no CAD. O sistema CAM reconhece

estas informações, mas não trabalha completamente automatizado, sendo

necessários profissionais experientes para tomada de decisão sobre a estratégia de

usinagem.

Os sistemas CAM são empregados para o desenvolvimento destas

estratégias criando a trajetória de usinagem sendo pós-processado a linguagem de

programação das máquinas CNC. Estes sistemas permitem analisar e determinar as

operações de desbaste, semi-acabamento e acabamento para a fabricação dos

componentes do molde de injeção. Nas estratégias de usinagem devem ser

estabelecidos os parâmetros de trabalho tais como a ferramenta, o sistema de

fixação da peça, os parâmetros de corte, o bloco bruto a ser usinado e as operações

elementares para obtenção do produto (SOUZA e ULBRICH, 2009).

Neste contexto, Souza e Ulbrich (2009) afirmam que o referenciamento das

coordenadas de trabalho deve ser comum em todos os processos, no modelamento

CAD, na programação CAM, na programação CNC manual, evitando assim

retrabalho em cada etapa. O importante é que o usuário compreenda cada etapa do

processo evitando o erro.

Para elaborar a estratégia de desbaste, deve-se criar um bloco prismático

representando o sobremetal da cavidade. As estratégias de desbaste devem

aproximar a forma geométrica do produto sendo estas avaliadas em função do

tempo de usinagem e da uniformidade do sobremetal deixado para as operações de

20

acabamento, em muitos casos existe a necessidade de gerar uma estratégia de

alívio de cantos ou pré-acabamento (SOUZA, 2004).

2.4.1 Desbaste

Segundo Lee (1998) a operação de desbaste pode ser realizada de duas

formas diferentes conforme matéria prima recebida. Podendo ser na forma fundida

conforme geometria a usinar com um sobre metal constante, ou na forma de bloco

bruto com maior volume de material.

Souza (2004) relata que as operações de desbaste em material bruto

geralmente são utilizadas a estratégia de 2 ½ eixos, na qual a ferramenta é

posicionada a uma profundidade (Z) determinada pela profundidade de corte axial

(aP) e os eixos (X e Y) removem o material até o sobremetal determinado pelo

programador e a geometria do produto. O material bruto da forma fundida

geralmente é desbastado utilizando a estratégia de usinagem ISO paramétrica

fazendo com que a ferramenta remova o material direto na geometria modelada

evitando movimentos em vazio.

2.4.2 Alívio de cantos e pré-acabamento

Segundo Souza (2004) este tipo de operação em geral é utilizada para

remoção do material remanescente deixado no processo de desbaste devido à

limitação geométrica do produto e da ferramenta de corte empregada.

Para Arias (2009) o alívio de canto é utilizado para redução do raio deixado

na operação de desbaste chegando o mais próximo da medida do produto. O pré-

acabamento é uma remoção do material remanescente deixado em forma de

degraus nas operações de desbaste e alívio de cantos. Esta estratégia deixa um

sobremetal constante facilitando o processo de acabamento na remoção de volume

de material constante.

2.4.3 Acabamento

Souza (2004) relata que o acabamento é a operação de fresamento CNC

tridimensional, podendo a estratégia de usinagem ser realizada com movimentos

21

simultâneos em 3, 4 e 5 eixos. Visando a remoção do sobremetal deixado nas

etapas anteriores proporciona melhor qualidade dimensional e da superfície.

Segundo Arias (2009) a operação de acabamento é a etapa que remove o

material deixado pelo processo de desbaste, alívio de cantos e pré-acabamento.

Sendo feita geralmente em operações de três eixos com várias estratégias de

usinagens disponíveis.

2.5 FATORES QUE INFLUÊNCIAM O ACABAMENTO

Capla (2006) pesquisou os fatores que influenciam no acabamento em

usinagem de superfícies complexas, em altas velocidades de cortes. Em seus

estudos o autor identificou quais as características mais relevantes para preservar a

qualidade de uma superfície em função da deflexão da ferramenta devido ao

excedente de sobre metal nas operações de desbaste. As variáveis em estudo foram

balanço, diâmetro da ferramenta, trajetória da ferramenta e material não uniforme

deixado após a usinagem. Durante o seu estudo, Capla (2006) utilizou três corpos

de prova com diferentes ângulos (75º), (45º), (7º), na estratégia de usinagem de

acabamento ascendente e descendente, comparando sua qualidade superficial. O

autor concluiu que quanto menor o ângulo de inclinação no plano (X e Y) maior será

o volume de material excedente. Devido à inclinação da superfície, o ponto de

contato entre ferramenta e peça proporciona velocidades de corte variável, o que

repercutiu no acabamento da superfície muitas vezes de forma negativa. Em regiões

de pequenas inclinações (7º) o sentido corte que proporcionou melhor acabamento

foi o descendente. Em regiões com inclinação maior (45º, 75º) o sentido de corte

que ocasionou melhor acabamento superficial foi o ascendente. Também foi

observado que quanto maior comprimento de balanço pior foi o acabamento da

superfície.

Ibaraki et al, (2011) destacaram existir melhor precisão dimensional e

geométrica em centros de usinagem de cinco eixos. Os autores relacionaram os

erros de posicionamento devido às incertezas nos dispositivos de fixação e do

próprio processo de orientação em novas fixações. A orientação angular da

ferramenta de corte reduz a necessidade de operações secundárias de acabamento

mantendo um sobremetal mais uniforme e o ângulo de contato formado entre a

22

ferramenta e a peça que permite aproveitar melhor a velocidade de corte da

ferramenta, melhorando o nível de acabamento da superfície usinada (CHEN et al,

apud PIVETTA, 2005; BOUZAKIS et al, 2003).

Segundo Pivetta (2005) no processo de fresamento a cinemática destas

máquinas permite reduzir o número de ferramentas substituindo ferramentas de topo

esférico por ferramentas de topo reto mantendo um melhor controle da altura de

crista tanto em superfícies rasas quanto em paredes inclinadas no produto. Weinert

et al, (2008) empregaram modelos numéricos por elementos finitos para predizer as

vibrações e a qualidade da superfície gerada no fresamento de paredes finas em

máquinas com 5 eixos. Os autores integraram as etapas de modelamento

geométrico da peça no sistema CAD com a geração do trajeto da ferramenta. As

interações entre os modelos geométricos da peça bruta, o modelo de referência, a

peça e a geometria da ferramenta de corte resultaram no movimento de trajeto da

ferramenta conforme a estratégia de usinagem e as condições de trabalho pré-

estabelecidas. Para validação dos resultados os autores conduziram um

experimento de usinagem de uma placa de alumínio (Al 7075 T6) com as seguintes

dimensões 80 mm x 40 mm x 5 mm em um centro de usinagem cinco eixos marca

Röders modelo TEC RFM 1000 nas mesmas condições da simulação realizada por

elementos finitos.

Apesar de a máquina possuir 5 eixos de movimentação a estratégia de

usinagem aplicada por Weinert et al, (2008) foi relacionada apenas com 2 eixos,

sendo o eixo (Z) para incremento da profundidade de corte. Os autores optaram por

esta estratégia para isolar outras fontes de vibrações, tais como a rigidez da

estrutura da máquina-ferramenta e o atrito entre as guias dos eixos da máquina.

A Figura 12 apresenta os resultados do experimento e da simulação, a

imagem obtida pela simulação e a foto da superfície obtida pelo processo de

fresamento.

23

(a) (b)

(a) (b)

Figura 12 - Medição e simulação das vibrações no fresamento cinco eixos do Al7075. Fonte: Adaptado de Weinert et al. (2008).

Weinert et al, (2008) compararam de forma visual o resultado da usinagem e

a imagem de foto realismo gerada pelo simulador da usinagem. No espectro das

vibrações geradas pelo sistema máquina-ferramenta-peça os autores identificaram a

frequência de 667 Hz para o contato ferramenta-peça e a frequência regenerativa a

1000 Hz.

2.5.1 Deformações relativas entre ferramenta e peça.

Altintas (1995) descreveu que a precisão das superfícies usinadas é afetada

pela exatidão de posicionamento da ferramenta em relação à peça. Estas são

24

produzidas por cargas e forças no momento do corte, contribuindo para o desvio

dimensional, resultando em erros geométricos. Estes erros são decorrentes da

deflexão da ferramenta devido à ação da força de usinagem. A ferramenta de corte é

geralmente a parte mais flexível no conjunto máquina-ferramenta.

Para evitar a deflexão da ferramenta Lópes de lacalle et al,(2004) adotaram a

relação comprimento da ferramenta e balanço. Estes pesquisadores utilizaram o

seguinte conceito para obter o coeficiente de esbeltez [L3/D4]. Este coeficiente

empregado por Lópes de Lacalle et al, (2004) e Aguiar (2012) com um valor de

referência de 20 foi empregado na Equação (1) para determinar o comprimento

máximo (L) da ferramenta.

L = 3√ coeficiente de esbeltez x D4 (1)

L 30 mm Onde: L = comprimento da ferramenta (mm) D = diâmetro da ferramenta (mm)

Para Altintas e Budak (1995) as deflexões são consideradas críticas na

usinagem de paredes finas, sendo evidentes em geral em materiais de alta liga, tal

como o aço ABNT H13 ou alumínio apresentando espessura inferior a 5 mm e

alturas superiores a 30 mm. Segundo os mesmos autores as deflexões estáticas

produzem erros de forma e os deslocamentos dinâmicos prejudicam o acabamento

da superfície. A Figura 13 ilustra um exemplo de deflexão da ferramenta.

Figura 13 - Deflexão da ferramenta de topo devido à força de usinagem. Fonte: Adaptado de Polli, (2005)

25

Na Figura 13 representa graficamente o efeito da deflexão na ferramenta no

momento do corte, quanto maior a força de corte e o comprimento de balanço maior

a deflexão da ferramenta.

López de Lacalle et al, (2006) destacam que os erros dimensionais podem ser

minimizados de duas formas. A primeira é através da programação, tentar reduzir as

forças médias de corte minimizando assim a deflexão do conjunto máquina-

ferramenta-peça. A segunda é através da seleção de diferentes direções de

usinagens, no caso de máquinas 4 ou 5 eixos a abordagem pode ser diferente

devido à mudança de plano de trabalho e a direção da resultante de força à medida

que os eixos movimentam-se simultaneamente.

Segundo Ferreira (2013) os erros de forma na usinagem de geometrias

complexas podem ser atribuídos a diversos fatores tais como, erros da máquina

(folgas, interpolações, etc), erros de processo (deflexão da ferramenta, folgas em

dispositivos de fixação, etc), erros de trajetória no sistema CAM e os erros do

sistema de medição. O autor destacou que em seus experimentos as maiores

parcelas dos desvios de forma resultaram dos erros de posicionamento dos eixos

durante a movimentação da máquina CNC e da deflexão da ferramenta. O mesmo

autor relatou a influência do método de interpolação (linear ou circular) na deflexão

da ferramenta de corte e por consequência no erro geométrico sugerindo a hipótese

de variação do avanço em função do número de segmentos calculados pelo sistema

CAM.

2.6 AÇO FERRAMENTA PARA TRABALHO A QUENTE - ABNT H13

Os aços para trabalho a quente, série H (hot working), são aços de média e

alta liga, com baixos teores de carbono ligados principalmente ao cromo, com

adições de molibdênio e vanádio em quantidades menores. O aço ABNT H13 é o

mais utilizado dessa família, numa faixa ampla de dureza, entre 44 - 50 HRC

(VILLARES METALS, 2013).

Segundo o METALS HANDBOOK (2002) o aço ferramenta ABNT H13 tem a

seguinte composição química: C - 0,32 a 0,45 %; Cr - 4,75 a 5,50 %; Si - 0,8 a 1,2

%; Mo - 1,10 a 1,75 %; Mn - 0,20 a 0,50 % e V - 0,8 a 1,2 %.

26

Em geral estes aços são aplicados na fabricação de moldes para fundição

sob pressão de alumínio, ferramentas para extrusão a quente, matrizes de

forjamento entre outras. As principais propriedades requeridas são resistência à

deformação em temperaturas elevadas e no tratamento térmico, resistência a trincas

a quente e ao impacto e alta usinabilidade (ASM, METALS HANDBOOK, 2002).

2.7 PARÂMETROS DE RUGOSIDADE/TEXTURA

Para representar e quantificar a qualidade das superfícies obtidas por

diversos processos de fabricação foram desenvolvidos parâmetros de rugosidade a

partir do perfil medido sobre a superfície. Contudo, apesar do grande número de

parâmetros desenvolvidos até hoje, não se pode garantir a completa descrição da

textura da superfície e os efeitos nas aplicações de engenharia. (MALBURG et al,

1993).

2.7.1 Parâmetros verticais ou de amplitude

A maioria dos parâmetros 2D definidos na norma ISO 4287 são expressos por

modelos matemáticos que representam o perfil efetivo da superfície. O parâmetro Ra

é mais conhecido, aceito e aplicado mundialmente. É utilizado praticamente em

todos os processos de fabricação e todos de medição de rugosidade (MALBURG et

al, 1993).

O parâmetro Ra é definido como a média aritmética dos valores absolutos das

ordenadas de afastamento (yi), dos pontos do perfil de rugosidade em relação à

linha média, dentro do percurso de medição (lm). O valor da grandeza (Ra) pode

corresponder à altura de um retângulo, cuja área é igual à soma absoluta das áreas

delimitadas pelo perfil de rugosidade e pela linha média, tendo por comprimento o

percurso de medição (lm).

Segundo Bet (1999) os parâmetros Ra, Rz e Ry devem ser utilizados em

conjunto para uma melhor representação da média das ordenadas de um perfil de

rugosidade.

O parâmetro Ry é definido como o maior valor das rugosidades parciais (Zi)

que se apresenta no percurso de medição (lm). Permite a fácil relação com as

27

medidas dos picos e vales obtidos no perfil de rugosidade. Com um princípio

semelhante o parâmetro Rz é calculado pela média das distâncias pico a vale de

cinco comprimentos de amostragem. Assim como o parâmetro Ra é muito útil na

comparação entre duas superfícies oriundas de um mesmo processo de fabricação

(MALBURG et al, 1993).

Estes mesmos modelos foram adaptados à característica tridimensional das

superfícies para definição dos parâmetros de rugosidade tridimensionais

apresentados na norma ISO 25178. Por exemplo, a equação que define o parâmetro

Sa tem a mesma lógica empregada no cálculo do parâmetro Ra, apenas a análise é

estendida para um plano de medição. O mesmo ocorreu para os parâmetros Sq, Ssk,

Sp, Sv e Sz. Duho e McCormick (2007) compararam a repetibilidade dos parâmetros

de rugosidade verticais 2D e 3D em seus estudos e chegaram a conclusão que os

parâmetros tridimensionais apresentam uma leitura mais confiável com menor

incerteza. A Figura 14 mostra o gráfico comparando o número de medições

necessárias para garantir a leitura para um intervalo de confiança de 95%.

Parâmetros de rugosidade 2D

Núm

ero

de M

ediç

ões

zvkkpka

14

12

10

8

6

4

2

0R R R R R

Parâmetros de rugosidade 3D

Núm

ero

de M

ediç

ões

zvkkpka

14

12

10

8

6

4

2

0S S S S S

Figura 14 - Número de medições necessárias para os parâmetros de rugosidade 2D e 3D. Fonte: adaptado Duho e McCormick, (2007).

Conforme os autores apresentaram na Figura 14 os parâmetros de

rugosidade 3D podem reduzir o número de medições necessárias para avaliação da

textura da superfície. Contudo, Blateyron (2006) destacou que parâmetros

bidimensionais tais como Ry e Rmáx foram simplificados pelo parâmetro Sz devido à

similaridade entre eles e mesmo na revisão da norma ISO 4287 de 2008 surgem

algumas dúvidas devido ao surgimento do RZmáx.

Na Tabela 1 apresentam-se os principais parâmetros de altura empregados

na qualificação da textura de superfícies.

28

Tabela 1: - Parâmetros de altura conforme a ISO 25178.

Fonte: ISO 25178, (2011)

Parâmetros Nome

Sq Média quadrática dos picos e vales

Ssk Assimetria da distribuição

Sku Curtose da distribuição

Sp Altura dos maiores picos

Sv Profundidade dos maiores vales

Sz Altura máxima da superfície

As Média aritmética das alturas

2.7.3 Parâmetros de espaçamento

Estes parâmetros permitem avaliar a isotropia ou anisotropia de uma

superfície. As superfícies encontradas na indústria em geral apresentam um

comportamento cíclico com uma orientação da textura predominante caracterizadas

pelo processo de fabricação tais como torneamento, fresamento, furação,

brunimento entre outros. Contudo, há processos como a usinagem por descarga

elétrica (eletroerosão) usinagem química e mesmo a pintura que geram texturas com

um relevo irregular e totalmente aleatório. Estes parâmetros permitem identificar a

porcentagem de isotropia da superfície (Str), a existência ou não de picos para

ancoragem de revestimentos (Sal) e a direção predominante da textura da superfície

(BLATEYRON, 2006). O parâmetro de rugosidade RSm é um perfil de ondulação ou

de espaçamento médio definido com uma distância média entre os elementos de

perfil (Xs) que interceptam a linha média a princípio este parâmetro é independente

do valor da amplitude do perfil de rugosidade (NBR ISO 4287: 2002).

Na Tabela 2 apresentam-se os principais parâmetros de espaçamento ou

distanciamento empregados na qualificação da textura de superfícies.

29

Tabela 2: - Parâmetros de espaçamento conforme a ISO 25178.

Fonte: ISO 25178, (2011)

Parâmetros Nome

Sal Taxa de autocorrelação do decaimento mais rápido.

Str Razão de aspecto da textura da superfície.

Std Direção da textura na superfície.

Apesar de existirem diversos outros parâmetros aplicados na indústria neste

estudo apenas os parâmetros Ra, RZ, Ry e RSm foram abordados. Estes parâmetros

foram empregados na metodologia do experimento para avaliação dos resultados da

rugosidade e caracterização da textura das superfícies dos corpos de prova.

2.7.4 Medição da rugosidade/textura

Segundo Jiang et al, (2007) o primeiro passo na análise de área de superfície

textura foi tomado por Williamson que construiu o primeiro sistema de medição de

superfície da topografia de uma superfície em 1968. Grieve em 1970 construíram um

sistema baseado em uma sonda mecânica em forma de estilete. Ambos os sistemas

foram baseadas essencialmente em fazer medições ao longo traços paralelos

usando um sistema de apalpador convencional. No entanto, o avanço na medição

de textura da superfície foi lento até o advento da nova geração de computadores na

década em 1980, tornando as medições de área mais práticas em termos de lidar

com a grande quantidade de dados envolvidos.

Instrumentos comerciais de medição da textura de superfícies 3D

gradualmente tornaram-se disponíveis no início da década de 90. A Somicronic na

França e Taylor Hobson no Reino Unido tem desenvolvido sistemas de medição com

contato, enquanto que nos Estados Unidos da America (EUA) a empresa Wyko

desenvolveu um sistema baseado em interferometria óptica. Esses sistemas

pioneiros permitiram uma boa visualização da superfície com um pequeno número

de parâmetros estatísticos para quantificar a topografia. As técnicas de

instrumentação evoluíram e a instrumentação adota agora uma vasta gama de

princípios incluindo o sistema de contato com estilete, a interferometria de fases, a

interferometria de luz branca, a microscopia de sonda cromática, as técnicas de luz

30

estruturada, a microscopia eletrônica de varredura, a microscopia de tunelamento e

a microscopia de força atômica (DUHO; Mc CORMICK, 2007).

Segundo Jiang et al, (2007) as comparações entre os diferentes princípios de

funcionamento e a capacidade de medição da textura da superfície instrumentação

indicam que a amplitude da textura e o comprimento de onda são fatores decisivos

na escolha do equipamento de medição da rugosidade. Estes valores de amplitudes

e escalas são ilustrados na Figura 15.

Figura 15 - Campo de aplicação dos instrumentos de medição de rugosidade para diferentes princípios de funcionamento.

Fonte: adaptado de JIANG et al, (2007)

Jiang et al, (2007) demonstraram a relação entre a capacidade de

funcionamento de um instrumento e suas restrições em relação aos atributos como a

resolução e a área de medição. Vorburger et al, (2007) desenvolveram o esquema

básico de orientação que hoje serve de guia para a especificação do instrumento na

metrologia para as necessidades de medição de textura.

31

2.7.5 Instrumentos de medição de rugosidade

Há uma série de métodos alternativos para medir a rugosidade da superfície,

na Tabela 3 Conroy e Armstrong (2005) apresentaram uma comparação

condensada destes.

Tabela 3: - Princípios de medição da rugosidade, características e aplicações.

Fonte: CONROY e ARMSTRONG, (2005)

Instrumentos Características Comentários Aplicações

Rugosímetro de estilete

Medidas de perfil de superfície ao longo de uma linha de contato usando um estilete

A geometria da ponta

limita a resolução do

instrumento.

Na produção em geral, em pesquisas sobre usinabilidade.

STM/AFM Medidas de perfil de superfície ao longo de uma linha usando um estilete sem contato

Capaz de resolução atômica. Não pode medir superfícies maiores do que uns poucos mm.

Em pesquisas sobre materiais e processos

Rugosímetro óptico WLI

Deriva a rugosidade da superfície por comparação interferométrica a uma superfície de referência.

Sensível às vibrações do ambiente. Não é adequado para grandes superfícies.

No controle de componentes ópticos, peças usinadas em baixa produção.

Rugosímetro óptico Confocal

Deriva rugosidade da superfície e dados de freqüência espacial da distribuição de luz difusa

Insensíveis à vibração do ambiente. Faz medições em grandes superfícies.

No controle de componentes ópticos, peças usinadas em grande volume.

O conhecimento detalhado destas técnicas e suas limitações são

fundamentais para medir adequadamente, compreensão e interpretação dos

resultados de qualquer sistema.

2.7.5.1 Rugosímetro com sonda estilete

O primeiro verdadeiro instrumento capaz de medir a textura de uma superfície

com um único perfil bidimensional teve sua gênese em uma tese de mestrado em

1941 (JIANG et al, 2007). Este transdutor fundamental é conhecido como

perfilômetro de estilete. Como o nome sugere, neste tipo de instrumento com um

apalpador em forma de agulha (geralmente de diamante) é arrastado ao longo da

superfície. O movimento resultante vertical da ponta de diamante comprime um

elemento piezoelétrico, que gera uma resposta de variação de tensão bastante

linear (JIANG et al, 2007).

32

Figura 16 - Princípio de funcionamento do rugosímetro estilete. Fonte: Adaptado de JIANG et al (2007)

Este é um bom método para a análise da rugosidade em áreas pequenas ou

superfícies que não se deformem pelo contato da ponta ou da sapata (BET, 1999).

Tem como vantagens (i) a aceitação, pois a maioria dos padrões de referência para

as superfícies são escritos para rugosímetros com sonda estilete, (ii) a aplicação no

ambiente de produção em ambientes a exigência de grande controle, (iii) este

método não é sensível a refletância ou cor da superfície, (iv) a resolução ser tão

pequena quanto 20 nanômetros, significativamente melhor do que a óptica feita pelo

laser de luz branca e o (v) fato de ser uma técnica de medição direta.

Em contra partida para medição de superfícies macias, como materiais

semicondutores ou revestidos e para óptica de precisão, uma vez que a força

excessiva de medição e a velocidade de movimentação podem resultar em danos a

superfície e uma carga muito pequena podendo não ser suficientes para registrar

todas as características de superfície. Outro problema relacionado é a resolução do

instrumento que depende da geometria da ponta e do percurso do apalpador. Em

geral estes rugosímetros tem um alcance vertical muito limitado, normalmente de

100m a 300m. Como resultado, as superfícies tinham que ser manualmente

niveladas para permitir que o perfil situa-se dentro da faixa vertical do instrumento, o

processo de medição é muito demorado e limitado a gama de superfícies que

possam ser medidos (VORBURGER et al, 2007).

Os fabricantes de rugosímetros desenvolveram um novo sistema com um

transdutor interferométrico que aumentou a faixa vertical de trabalho e melhorou

também a calibração para corrigir as não linearidades na medição devido

33

principalmente ao movimento do braço do apalpador (Figura 17). Essa calibração

melhorada foi possível devido a dois desenvolvimentos. Um destes

desenvolvimentos foi que a direção transversal horizontal possuía uma grade linear

para garantir o posicionamento preciso (instrumentos anteriores contavam com

tempo para determinar a posição transversal). Outro desenvolvimento foi à utilização

de algoritmos que determinam as constantes de calibração automaticamente,

através da medição de uma esfera calibrada, para garantir um sistema de

coordenadas cartesianas precisos no plano de medição. Este transdutor assistido

pelo laser permitiu hoje a aplicação de uma ampla gama de instrumentos textura da

superfície, que possui uma grande amplitude vertical, de até 24 mm com uma

resolução simultânea de 0,1 nm (TAYLOR HOBSON, 2011).

Figura 17 - Esquema de funcionamento do rugosímetro estilete com transdutor laser. Fonte: Adaptado de JIANG et al., (2007)

34

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo são apresentados os recursos e os procedimentos adotados

para realização dos experimentos a fim de atingir os objetivos propostos no Capítulo

(1), empregando as estratégias e os conceitos de usinagem multi-eixos em sistemas

CAM, abordadas no Capítulo (2).

A metodologia empregada neste trabalho foi baseada no desenvolvimento

experimental de ensaios sistemáticos em laboratório reproduzindo situações

similares às encontradas no ambiente industrial. Os experimentos foram planejados

a fim investigar a importância relativa das variáveis de entrada na estratégia de

fresamento 4 eixos conforme descrito no Capitulo (1). As atividades experimentais

foram realizadas com foco nos resultados da textura da superfície e da exatidão

geométrica na operação de acabamento. Para execução dos experimentos foi

necessário um estudo prévio da capacidade da máquina CNC para os ensaios de

usinagem. A estratégia de usinagem selecionada opera a máquina movimentando

os eixos de forma simultânea e foi observado o comportamento do material dos

corpos de prova e a resistência da ferramenta de corte nas operações de desbaste e

pré-acabamento. A partir destas observações foi possível validar os dados de corte

para determinar as condições mais favoráveis de usinagem. Após a análise, foram

conduzidos ensaios finais para comprovação dos resultados, gerando desta forma a

base para fundamentar a análise e conclusões finais.

Os recursos utilizados são detalhadamente apresentados nas seções que se

sucedem.

3.1 MÁQUINA FERRAMENTA

Os experimentos foram realizados no centro de usinagem vertical 4 eixos da

marca Diplomat, modelo Skybull 600. Esta máquina ferramenta possui comando

numérico computadorizado (CNC) e apresenta as seguintes características

tecnológicas: motor do eixo-árvore com 7,5 kW de potência, faixa de rotação de 50 a

8000 rpm, sistema de fixação ISO 40 e magazine com capacidade 20 ferramentas. O

35

comando numérico Fanuc Oi/MD, linguagem de programação ISO. A Capacidade de

deslocamentos dos eixos, X, Y, Z, respectivamente 800, 500, 500 mm e eixo (A)

rotação 360 graus. A transmissão dos programas gerados no CAM foi feita via

interface RS-232 do computador ao CNC transmissão de dados por blocos. A Figura

18 mostra a máquina descrita.

Figura 18 - Centro de usinagem Skybull600 utilizado nos experimentos.

3.2 CORPO DE PROVA

Para definir a geometria do corpo de prova foi realizado um breve estudo

para atender o objetivo do estudo e respeitar as limitações da máquina ferramenta e

da estratégia de usinagem 4 eixos. Como não há um corpo de prova padrão para

realizar ensaios de usinagem em máquinas multi-eixos. Foram observadas as

características dos corpos de provas empregados por Silva (2006) e por Albano

(2008) e a partir das características de movimentação da máquina ferramenta foi

definida uma geometria para o estudo. Esta geometria contém um cilindro e várias

36

aletas com contorno helicoidal, mesma espessura e paredes finas, fazendo-se

necessário o emprego de uma estratégia de usinagem com a movimentação dos

quatro eixos simultâneos para a realização do experimento.

A Figura 19 ilustra a geometria do corpo de prova, o qual é composto por 9

aletas. Cada uma delas foi projetada com espessura de 4 mm e altura 12,5mm. As

extremidades apresentam raios tangentes à superfície e hélice de passo 350 mm.

Cada aleta corresponde a um experimento e as superfícies das paredes destes

elementos são as regiões de interesse nesse estudo. O corpo de prova foi modelado

no sistema CAD 3D Solidworks, com tolerância de 0,01mm. Sendo exportado em

formato neutro Step com mesma tolerância de modelamento. No apêndice (anexo E)

apresenta-se o desenho de detalhamento do corpo de prova com as informações

tecnológicas complementares para a fabricação do corpo de prova.

Figura 19 - Vista Isométrica do Corpo de prova utilizado nos ensaios.

Os corpos de prova foram produzidos a partir de barras de aço laminados

ABNT VH13 em seu estado de fornecimento recozido com dureza máxima de

207HB. Sua composição química é apresentada na Tabela 4 valores em (% em

massa) conforme certificado do fornecedor do material (anexo D).

37

Tabela 4: - Composição química do aço ABNT H13 nos ensaios (% em massa).

Fonte: VILLARES METALS, (2013)

Material C Si Mn Cr Mo V

Aço ABNT VH13 0,41 0,99 0,37 5,23 1,30 0,90

Conforme o fornecedor esse aço tem aplicação típica em vários processos

de fabricação tais como a produção de matrizes e punções de forjamento, insertos,

moldes para injeção termoplásticos e para fundição de ligas de alumínio (VILLARES

METALS, 2013).

3.3 FERRAMENTAS DE CORTE E SISTEMA DE FIXAÇÃO

Na Tabela 5 são apresentadas as características da geometria da

ferramenta de corte conforme a operação de fresamento a ser realizada.

Tabela 5: - Características geométricas das ferramentas de corte.

Operação

Características Geométricas Desbaste Pré-acabamento Acabamento

Tipo de fresa Topo reto Topo esférico Topo reto

Diâmetro de corte (Dc) 8 6 6

Número de arestas (Zn) 4 2 4

Diâmetro da haste (dmm) 8 6 6

Profundidade corte máx. (aP) 19 16 13

Raio de ponta (R) - 3 -

Ângulo de saída (0) 5º 0º 5º

Ângulo de hélice (p) 50º 30º 50º

Na Figura 20 são ilustradas a características geométricas das fresas de topo

reto Figura 20 (a) e topo esférico Figura 20 (b) apresentadas na Tabela 5.

38

(a) (b)

Figura 20 - Geometria das ferramentas de corte utilizadas para ensaios.

Para a etapa de preparação do corpo de prova foram utilizadas duas fresas

inteiriças de metal duro. A primeira, no desbaste, uma fresa de topo reto de diâmetro

8 mm (Figura 20a), fornecida pelo fabricante de ferramenta Sandvik com o código

R216.34-0850-AK19P, classe GC1030. No ensaio de pré-acabamento foi

empregada uma fresa de topo esférico com diâmetro de 6 mm (Figura 20b) com

código do fornecedor R216.42-0630-AC16G. Nos ensaios definitivos de fresamento,

na operação de acabamento, foi empregada uma única ferramenta inteiriça de metal

duro. A fresa de topo reto com diâmetro de 6 mm e código do fornecedor Sandvik:

R216.34-0650-AK13P.

Todas as ferramentas empregadas nos ensaios eram inteiriças de metal

duro com microgrãos e revestimento de TiAlN com espessura de revestimento de

4µm. Conforme o fabricante, estas eram recomendadas principalmente para o

fresamento de canais e acabamento de perfis de peças de aço com dureza de até

300 HB (SANDVIK, 2011). Para Diniz et al, (2006) os revestimentos de nitreto de

titânio aplicados em fresas reduzem o coeficiente de atrito entre as regiões de

contato cavaco-ferramenta e a ferramenta-peça, propiciando valores de pressão

específica de corte menores se comparados aos das ferramentas sem revestimento.

As ferramentas de corte foram montadas na máquina através do sistema de

fixação mecânico de porta pinças, com cone ISO BT40 e jogo de pinças elásticas

ER40 com exatidão dimensional de 0,005mm e balanceado para a rotação de

39

12.000 rpm, segundo fornecedor do dispositivo de fixação. Para cada operação,

desbaste, pré-acabamento e acabamento, foi realizada uma única montagem

verificando o batimento das ferramentas após fixação no eixo árvore da máquina

CNC. Os resultados obtidos de batimentos foram de 0,01mm para todas as

montagens. A montagem dos conjuntos ferramenta e porta-ferramenta podem ser

vistas na Figura 21 ordenadas em função da sequência de operações: (a) desbaste,

(b) pré-acabamento e (c) acabamento.

(a) (b) (c)

Figura 21 - Fresas de metal duro revestimento de TiAlN

Para evitar a deflexão da ferramenta nos ensaios adotou-se a relação

comprimento da ferramenta e balanço estudados na equação (1) no Capitulo 2.

Assim em todas as etapas do ensaio as ferramentas foram montadas com o

comprimento em balanço de 30 mm, conforme ilustrado na Figura 22.

Figura 22 - Fixação das ferramentas: compr. de balanço.

30 mm

40

A Figura 23 apresenta a fixação do corpo de prova, na qual se pode observar o

quarto eixo da máquina CNC. O corpo de prova foi preso a uma placa de torno com

três castanhas, comprimento útil de fixação de 40 mm e apoiado pela extremidade

por um sistema de contra ponta. A utilização da contra ponta se fez necessária para

melhorar a rigidez do sistema de fixação da peça e reduzir as vibrações do conjunto

máquina-ferramenta-peça.

Figura 23 - Sistema de fixação do corpo de prova.

3.4 PARÂMETROS DE CORTE

Os parâmetros de cortes para o experimento foram selecionados de acordo

com as recomendações do catalogo técnico dos fornecedores das ferramentas para

a usinagem do aço ABNT H13 (SANDVIK, 2011). Conforme informações do

fabricante Sandvik (2011), a usinabilidade do aço difere dependendo dos elementos

de liga adicionados ao material, do tratamento térmico e do processo de fabricação

que precede a usinagem. Tanto a seleção da ferramenta quanto a definição dos

parâmetros de corte também estão relacionadas com a operação a ser realizada e

41

com acabamento da superfície e ou outras tolerâncias do projeto. Estes dados de

cortes dependem do valor de dureza do material e da produção desejada. Neste

contexto, foram utilizados fatores de correção, diminuindo a velocidade de corte para

evitar que o desgaste da ferramenta exercesse influência nos resultados do

experimento. Outro fator levado em consideração foi o fato de que assim pode-se

evitar a troca da ferramenta durante o experimento, mantendo a mesma montagem e

batimento da ferramenta para todos os experimentos.

A Tabela 6 ilustra as operações e os parâmetros de corte empregados nesse

experimento.

Tabela 6: - Parâmetros de corte nas operações de usinagem.

Operação

Velocidade

de corte

(vc)

Avanço por aresta

(fz)

Profundidade de corte (mm)

Axial (ap) Radial (ae)

Acabamento 60 (0,02; 0,06; 0,10) 12 (0,50; 0,25; 0,125)

Os valores selecionados foram inseridos nas respectivas estratégias de

usinagem no sistema CAM que é apresentado a seguir na etapa de preparação dos

corpos de provas.

3.5 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

O procedimento experimental foi desenvolvido com foco na investigação da

influência dos parâmetros informados na estratégia de fresamento 4 eixos na

operação de acabamento. O experimento foi planejado para relacionar os dados de

várias amostras e analisar a coerência dos resultados através da análise estatística

de dados. Para tanto foi realizado um delineamento fatorial para avaliar as

interações entre os fatores de entrada e os resultados de saída do processo de

fresamento. Foram analisados como fatores de entrada do sistema três níveis de

avanço por aresta (fz), três níveis de penetração de trabalho (ae) e dois sentidos de

corte no fresamento. Conforme Diniz et al, (2006) estes fatores afetam o

acabamento de superfícies fresadas e são parâmetros que precisam ser definidos na

estratégia de usinagem no sistema CAM. Os valores de fz foram apresentados no

sub-capitulo 3.4 na tabela 6 tendo como critério os valores mínimos e máximos

recomendados pelo fornecedor da ferramenta de corte. Para estabelecer a

42

profundidade de corte radial (ae) empregou-se a Equação (2) estabelecida para

evitar o colapso da ferramenta. Está Equação define a seguinte condição:

multiplicando a profundidade de corte axial (ap) pela profundidade de corte Radial

(ae) o resultado obtido, não pode ser superior que o diâmetro da ferramenta a ser

utilizada.

ap x ae < DC (2)

Onde:

ap = Profundidade de corte axial (mm)

ae = Profundidade de corte radial (mm)

DC = Diâmetro da fresa (mm)

Segundo Silva (2006) os valores de sobremetais deixados para operação de

acabamento em usinagens de cavidades de moldes de injeção são valores pré-

estabelecidos empiricamente pelo projetista. A fim de montar um critério foram

estabelecidos valores (mínimo, médio e máximo) com relação à Equação (2).

Neste contexto, utilizou-se o valor mínimo de 25% do valor da ferramenta

proporcionando um sobremetal ou profundidade de corte radial (ae) de 0,125mm,

valor médio 50% proporcionando uma profundidade de corte radial (ae) de 0,25mm e

o máximo de 100% do valor da ferramenta proporcionando uma profundidade de

corte radial (ae) de 0,50mm.

Para análise da variável sentido de corte foram utilizados os dois sentidos de

corte (concordante e discordante) avaliando sua influência nos desvios de forma e

na rugosidade da superfície das aletas.

Foram analisadas as variáveis de saída: os erros macro geométricos através

dos desvios de forma entre o modelo geométrico ideal e a superfície usinada e

microgeométricos através da qualidade da superfície analisando os parâmetros de

rugosidade (Ra; Rz; Ry e Rsm). A combinação fatorial de dois fatores com três níveis

e um fator com dois níveis (32x21) resultou em 18 experimentos com mais duas

réplicas, totalizando 54 corridas ou experimentos. Na Figura 24 apresenta-se um

diagrama do arranjo dos fatores e níveis que foram abordados nesse estudo.

43

Figura 24 - Diagrama fatores de entrada e saída no fresamento.

A partir do diagrama da Figura 24 dos fatores de entrada e seus níveis para

esse estudo foi montada uma tabela com a sequência padrão. Esta sequência é

apresentada a esquerda na Tabela 7, contudo para a análise de variância as

combinações dos fatores e seus níveis foram rearranjados em uma sequência

aleatória. A sequência padrão foi redistribuída de forma aleatória para evitar que as

tendências dos ruídos influenciassem nos resultados do experimento. A sequência

aleatória de execução é mostrada na coluna a direita denominada sequência final da

Tabela 7.

44

Tabela 7: - Combinação dos fatores e níveis na Matriz L18.

Seq.

Padrão

fZ

[mm/aresta]

ae

[mm]

Sentido

Corte

Seq.

Final

fZ

[mm/aresta]

ae

[mm]

Sentido

Corte

1 0,02 0,125

Co

nco

rda

nte

1 0,06 0,500 Discordante

2 0,02 0,250 2 0,10 0,500 Concordante

3 0,02 0,500 3 0,06 0,125 Concordante

4 0,06 0,125 4 0,02 0,125 Concordante

5 0,06 0,250 5 0,10 0,125 Concordante

6 0,06 0,500 6 0,02 0,125 Discordante

7 0,10 0,125 7 0,06 0,125 Discordante

8 0,10 0,250 8 0,02 0,250 Concordante

9 0,10 0,500 9 0,02 0,250 Discordante

10 0,02 0,125

Dis

co

rda

nte

10 0,02 0,500 Discordante

11 0,02 0,250 11 0,06 0,250 Discordante

12 0,02 0,500 12 0,02 0,500 Concordante

13 0,06 0,125 13 0,06 0,250 Concordante

14 0,06 0,250 14 0,10 0,125 Discordante

15 0,06 0,500 15 0,06 0,500 Concordante

16 0,10 0,125 16 0,10 0,250 Concordante

17 0,10 0,250 17 0,10 0,500 Discordante

18 0,10 0,500 18 0,10 0,250 Discordante

Como o experimento consistiu basicamente no fresamento tangencial do

perfil de contorno (aleta) em uma única passada de acabamento com os parâmetros

de corte especificados na sequência final. As aletas, definidas como o corpo de

prova nesse experimento, foram identificadas na ordem de combinação dos fatores e

níveis da matriz L18. Foram necessárias duas peças para completar os dezoito

experimentos da matriz e mais quatro peças para completar as duas repetições

planejadas.

45

3.6 PREPARAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA

Os corpos de prova foram adquiridos na forma de barras cilíndricas de

diâmetro 64 mm e comprimento de 110 mm. As seis barras de aço ABNT H13 foram

torneadas para aproximar a forma e melhorar a fixação dos corpos de prova no

centro de usinagem.

A estratégia de corte selecionada na operação desbaste foi o fresamento

tangencial ISO planar que apresentou como principal característica a movimentação

simultânea dos quatro eixos. Esta estratégia realizou incrementos axiais no eixo (Z)

e incrementos radiais (X, Y e A) no contorno do perfil da peça, movimentando

simultaneamente os 4 eixos. No processo de desbaste devem ser empregadas altas

taxas de remoção de material a fim de reduzir os tempos principais. Contudo, para

esse experimento, a superfície gerada deve ser adequada à operação posterior,

deixando um sobremetal de 1 mm para operação de pré-acabamento. A Figura 25

mostra a trajetória da ferramenta calculada pelo sistema CAM.

Figura 25 - Trajetórias calculadas para operação condição de desbaste.

Após a operação de desbaste das aletas, notou-se que surgiram facetados

no fundo do corpo de prova devido à geometria da ferramenta e da estratégia

utilizada. Para corrigir este problema foi utilizada outra estratégia de desbaste, a

rotativa, que permitiu remover o material remanescente da operação anterior. A

46

Figura 26 ilustra a trajetória da ferramenta de corte calculada pelo sistema CAM para

a estratégia de desbaste rotativo.

Figura 26 - Trajetória calculada para operação condição desbaste rotativa.

Esta estratégia mostrou-se demorada, cerca de 1 hora e 20 segundos,

contudo com uma geometria mais próxima do modelamento, portanto deixando um

sobremetal uniforme de 0,1mm na região do fundo do corpo de prova.

A Figura 27 ilustra a trajetória calculada na operação de pré-acabamento,

através da estratégia ISO planar procurou-se deixar diferentes valores de sobremetal

para estudo. Como cada aleta constitui um experimento, foi desenvolvido um

programa específico para cada uma delas segundo a ordem que foi apresentada na

sequência no procedimento experimental.

47

Figura 27 - Trajetórias calculadas na operação de pré-acabamento.

Após a preparação dos corpos de provas, antes de realizar o ensaio de

usinagem, foi realizada a medição das espessuras das aletas para avaliar o

sobremetal deixado para a operação final. Para realizar está inspeção utilizou-se um

paquímetro quadrimensional com faixa de medição de 0 a 150 mm, digital, com

resolução de 0,01mm.

A inspeção dimensional em cada aleta foi realizada após execução do

programa de pré-acabamento e na Figura 28 é ilustrado a forma de medição com o

paquímetro. Nas Figuras 28 (a) e 28 (c) notou-se que os valores de sobremetal de

0,50 e 0,25 mm foram obtidos conforme estabelecido na programação do sistema

CAM. Contudo na Figura 28 (b) a leitura da medição do corpo de prova apresentou

um desvio de 0,03 mm. Esse erro não foi explorado por não ser objeto do estudo as

operações de pré-acabamento e pelo fato do valor ser tão pequeno que a própria

incerteza do instrumento de medição poderia estar afetando os resultados da

medição. Outra consideração é que no desvio padrão das amostras no experimento

final ficou em torno de 0,01mm, logo a variação do sobremetal na operação de pré-

acabamento pouco afetou os experimentos no processo de acabamento.

48

(a) Sobremetal 0,25mm (b) Sobremetal 0,125

(c) Sobremetal 0,50mm

Figura 28 - Verificação dos sobremetais após usinagem na condição de pré-acabamento.

3.7 FRESAMENTO TANGENCIAL ISO PLANAR

Como o foco dessa dissertação residiu na operação de acabamento em

fresamento 4 eixos, o ensaio de usinagem final empregou a estratégia de

acabamento de fresamento tangencial ISO planar. O ensaio de usinagem consistiu

em um passe único com profundidade de corte total de 12 mm empregando uma

fresa de topo reto de diâmetro de 6 mm. A Figura 29 destaca a trajetória calculada

pela estratégia de usinagem ISO planar fresamento tangencial.

49

Figura 29 - Trajetórias calculadas para a operação de acabamento.

O sistema CAM para essa estratégia calculou a trajetória da ferramenta,

identificada em verde na Figura 29 contornando a aleta movimentando os 4 eixos

para manter o contato lateral da ferramenta em toda profundidade de corte axial.

Todas as etapas do ensaio, desbaste, pré-acabamento e acabamento foram

realizados sem lubri-refrigerante. Durante a usinagem o desgaste da ferramenta não

foi monitorado por não ser objeto de estudo, porém, a cada programa executado

eram feitos inspeções visuais observando se havia marcas de desgaste ou avarias

nas arestas de corte das ferramentas.

O processo de usinagem foi registrado em vídeo para melhor observar os

movimentos da máquina durante a usinagem do corpo de prova e está disponível no

seguinte link: http://youtu.be/Mc6JURHcQuo.

3.8 MEDIÇÃO DO ERRO MICRO GEOMÉTRICO - RUGOSIDADE

As medições de rugosidade para análise do acabamento das superfícies

fresadas foram realizadas no Laboratório de Metrologia da Sociesc. Neste estudo foi

empregado um rugosímetro da marca Taylor Hobson, modelo Talysurf Plus. Esse

instrumento mediu o perfil completo através do contato da ponta de medição na

Ferramenta

Trajetória

http://youtu.be/Mc6JURHcQuo

50

superfície gerando o perfil da rugosidade. Para caracterizar a textura/rugosidade da

superfície do corpo de prova foram selecionados os parâmetros de altura vertical Ra,

Rz e Ry, além do parâmetro de espaçamento RSm. O equipamento foi ajustado para

um comprimento de medição de 4 mm com um comprimento de amostragem (cut

off) de 0,8 mm na direção de avanço da ferramenta. As medições foram realizadas

nas paredes do corpo de prova em duas posições em cada aleta, sendo estas

ilustradas na Figura 30.

Figura 30 - Posições de medição da rugosidade no corpo de prova.

As medições realizadas tanto na região identificada como fundo, posição

próxima ao diâmetro de 38 mm, quanto na posição do topo foram submetidas a

método estatístico de análise de variância (ANOVA) para verificar a influência dos

fatores estudados nessa dissertação, as respectivas interações no sistema e o nível

de confiabilidade dos resultados.

3.9 MEDIÇÃO DO ERRO MACRO GEOMÉTRICO

A exatidão geométrica foi analisada com auxilio de uma máquina de medir

por coordenada da marca Mitutoyo também pertencente ao Laboratório de

Metrologia da SOCIESC. O procedimento consistiu em medir três pontos em cada

aleta e comparando a superfície real (usinada) com o modelo geométrico do CAD

51

indicar o desvio total nos três eixos cartesianos. A Figura 31 mostra os pontos de

medição no corpo de prova no total foram capturados 27 pontos.

Figura 31 - Pontos de controle para máquina medir por coordenada.

Para avaliação da influência dos fatores e níveis estudados no erro

geométrico, os resultados dos desvios foram analisados pelo método estatístico de

análise de variância (ANOVA) para verificar a influência dos fatores estudados nessa

dissertação, as respectivas interações no sistema e o intervalo de confiança de 95%.

Para as análises dos resultados e representação gráfica foram utilizados as planilhas

eletrônicas do Excel 2007 e Minitab 15.

Região (a)

Região (b)

Região (c)

52

4 ANÁLISE E DISCUSSÕES DOS RESULTADOS

Neste Capitulo serão apresentados em duas seções os resultados obtidos:

seção 4.1. Referente à avaliação dos desvios geométricos e na seção 4.2 são

apresentados os valores das rugosidades obtidas nos ensaios. Estes, por sua vez,

também são divididos em três partes, nas quais são abordados as análises das

influências das variáveis e os resultados estatísticos desse estudo nos resultados de

medição.

4.1 RESULTADOS DOS DESVIOS GEOMÉTRICOS

Para a análise dos resultados dos desvios geométricos os valores dos

desvios foram estratificados em função dos três fatores abordados neste estudo (ae,

fZ e sentido de corte). Cada grupo representou uma amostra e as análises de

variância destas amostras indicaram a existência ou não de influência na exatidão

geométrica para um intervalo de confiança de 95%.

Os valores completos dos desvios em relação à superfície modelada do

corpo de prova medidos na máquina de medição por coordenadas estão

apresentados no anexo (B). A análise da variância para os três fatores é

apresentada na Tabela 8 a seguir na Figura 32.

Tabela 8: - Análise da variância para os desvios geométricos.

Efeitos df SS MS F p

fZ 2 0,00430 0,00215 0,21 0,811

ae 2 0,06319 0,03159 3,08 0,049

Sentido de corte 1 0,49038 0,49038 47,87 0,000

fZ x ae 4 0,04681 0,01170 1,14 0,339

fZ x sentido 2 0,10481 0,05240 5,12 0,007

ae x sentido 2 0,04082 0,02041 1,99 0,140

Resíduos 148 1,51625 0,01024

Legenda: df(grau de liberdade); SS(soma quadrática); MS( média quadrática).

Os fatores analisados e suas interações mais influentes no processo são

identificados na Tabela 8 usando como referência (3,93) de Fcrítico (tabelado). O fator

mais influente nos desvios geométricos obtidos pelo experimento foi o sentido de

53

corte. O valor do teste F (47,87) indicou que, estatisticamente, os resultados da

análise de variância mostraram que há diferenças entre as médias para o

fresamento tangencial concordante para o discordante. O avanço por aresta (fz) de

forma isolada mostrou não ter um efeito significativo no desvio geométrico, contudo

as interações entre o sentido de corte e o avanço por aresta apresentam-se como

segundo fator mais influente nos desvios geométricos.

Desvi

os d

e form

a d

a s

uperf

ície

(m

m)

0,100,060,02

0,050

0,025

0,000

-0,025

-0,050

0,5000,2500,125

DiscordanteConcordante

0,050

0,025

0,000

-0,025

-0,050

fz ae

Sentido de corte

Efeitos dos fatores (f , a e sentido de corte) nos Erros Geométricos

Material: aço ABNT H13

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto - Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Número de arestas (z): 4 arestas

Velocidade de corte: 60 m/min

Prof. de corte axial (a ): 12 mm

Prof. de corte radial (a ): 0,125 - 0,25 - 0,50 mm

Avanço/aresta: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm

z e

z e

Banda de Tol.

CAM = 0,01 mm

p

e

Figura 32 - Efeitos dos fatores de estudo nos desvios geométricos.

Na Figura 32 pode-se observar graficamente a maior influência do sentido

de corte no fresamento tangencial, seguido da profundidade de corte radial (ae) e a

pequena influência do avanço por aresta (fZ) nos desvios medidos em relação ao

modelo geométrico do corpo de prova. Como se trata de uma análise qualitativa na

sequência faz-se uma avaliação isolada de cada variável. Os resultados da medição

do desvio da superfície foram organizados em função dos três fatores definidos

neste estudo são apresentados em uma tabela anexo (C) com os valores das

médias e dos desvios padrão para as amostras.

54

4.1.1 Influência da profundidade de corte radial (ae)

Para analisar o efeito da profundidade de corte radial nos erros macro

geométricos da superfície dos corpos de prova, os resultados obtidos pela máquina

de medição por coordenadas foram organizados em função das variáveis de estudo:

avanço por aresta, profundidade de corte radial e sentido de corte. Além disso, como

a medição foi realizada em três regiões da superfície da aleta, sendo estas

identificadas por (a, b e c) conforme foi ilustrado anteriormente na Figura 31. A

Tabela 9 apresenta um resumo dos valores estatísticos obtidos nas medições de

desvio de forma da superfície do corpo de prova.

Tabela 9: - Desvios de forma da superfície (mm)

Fatores Desvios Geométricos

Sentido

de corte

Prof. de

corte

radial ae

Avanço/

aresta

fz

Região (a) Região (b) Região (c)

Média Desv.

Padrão Média

Desv.

Padrão Média

Desv.

Padrão

Co

nco

rdan

te

0,125

0,02 -0,072 0,011 -0,051 0,011 -0,023 0,011

0,06 0,072 0,009 0,021 0,006 0,019 0,009

0,10 0,094 0,009 0,120 0,008 0,159 0,003

0,250

0,02 0,063 0,009 0,083 0,011 0,094 0,014

0,06 0,108 0,004 0,103 0,008 0,085 0,005

0,10 0,185 0,011 0,199 0,004 0,245 0,003

0,500

0,02 0,029 0,005 0,082 0,005 0,064 0,003

0,06 0,118 0,010 0,111 0,007 0,149 0,007

0,10 0,166 0,002 0,142 0,003 0,129 0,007

Dis

co

rdan

te

0,125

0,02 -0,003 0,008 -0,072 0,006 -0,018 0,007

0,06 -0,056 0,011 -0,103 0,012 -0,065 0,007

0,10 -0,099 0,013 -0,237 0,011 -0,204 0,012

0,250

0,02 -0,004 0,022 -0,030 0,008 -0,041 0,007

0,06 -0,121 0,015 -0,065 0,007 -0,080 0,007

0,10 -0,171 0,021 -0,114 0,007 -0,076 0,006

0,500

0,02 -0,039 0,008 0,032 0,013 0,026 0,012

0,06 -0,119 0,021 -0,147 0,010 -0,105 0,004

0,10 -0,158 0,021 -0,160 0,006 -0,177 0,008

Na tabela 9 os valores da medição foram agrupados relacionando os fatores

e estratificados em função da região de contato do apalpador com o corpo de prova.

Notou-se que o desvio padrão das amostras é pequeno chegando ao máximo a 0,02

55

mm. Na tabela no apêndice da dissertação anexo (C) apresentam-se todos os

resultados completos e nela é indicada a ordem de medição para facilitar a

identificação das replicas no experimento.

A partir dos valores registrados elaborou-se o gráfico da Figura 33 que

apresenta os resultados dos desvios de forma da superfície em função da

profundidade de corte radial (ae) para os três avanços ensaiados nas três posições

da superfície do corpo de prova no sentido de corte concordante.

Profundidade de corte radial (mm)

Desvi

o d

e form

a d

a s

uperfíc

ie (

mm

)

0,2

0,0

-0,2

0,2

0,0

-0,2

0,5000,2500,125

0,2

0,0

-0,2

0,5000,2500,125 0,5000,2500,125

Região (a); 0,02 Região (a); 0,06 Região (a); 0,10

Região (b); 0,02 Região (b); 0,06 Região (b); 0,10

Região (c); 0,02 Região (c); 0,06 Região (c); 0,10


Prof . de corte radial: 0,125 - 0,25

- 0,50 mm

Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10

mm/aresta

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm



Prof . de corte axial: 12 mm

Erros geométricos no Sentido ConcordanteIntervalo de confiança de 95%

Figura 33 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte concordante.

No gráfico da Figura 33 são apresentadas as curvas da média dos desvios

de forma da superfície das aletas do rotor em função da profundidade de corte radial

(ae) separados em nove quadros conforme os avanços por aresta de (0,02; 0,06 e

0,10mm) e as três regiões (a, b e c) de medição no ensaio de usinagem sentido de

corte concordante. Notou-se que neste sentido de corte os valores da medição em

geral, apresentaram desvios geométricos com valores maiores que zero, resultando

uma superfície usinada maior que a modelada. Na condição de menor profundidade

de corte radial (ae = 0,125 mm) combinada com o menor valor de avanço por aresta

(fZ = 0,02 mm) os valores dos erros macro geométricos ficaram próximos a superfície

modelada, condição essa considerada ideal. Entretanto notou-se que à medida que

56

a profundidade de corte radial aumentou os valores das médias dos erros

geométricos aumentaram o desvio em relação à superfície modelada. Os maiores

valores de desvio da superfície foram obtidos na condição de máxima profundidade

de corte radial (ae = 0,500 mm) e máximo avanço (fZ = 0,10 mm). Esse efeito foi

observado nas três regiões (a, b e c), logo se concluiu que o comportamento do erro

geométrico não foi afetado pela posição de medição.

A Figura 34 apresenta o mesmo procedimento de análise anterior, nove

quadros separando os três avanços e as três posições de medição na superfície da

aleta, contudo no sentido de corte discordante.


Desvi

o d

e form

a d

a s

uperfíc

ie (

mm

)

0,2

0,0

-0,2

0,2

0,0

-0,2

0,5000,2500,125

0,2

0,0

-0,2

0,5000,2500,125 0,5000,2500,125




Erros geométricos no Sentido DiscordanteIntervalo de confiança de 95%


Prof . de corte radial: 0,125 - 0,25 -

0,50 mm

Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10

mm/aresta

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm




Figura 34 - Erros macro geométricos em função de ae no sentido de corte discordante.

Analisando o gráfico da Figura 34 percebe-se que as médias dos desvios

geométricos, em geral, no sentido de corte discordante apresentaram valores das

médias negativos, demonstrando que a superfície usinada está menor que o modelo

geométrico. Assim como para o fresamento concordante, na condição de menor

profundidade de corte radial (ae = 0,125 mm) os desvios de forma da superfície

ficaram próximos ao modelo geométrico. À medida que aumenta a profundidade de

corte radial, as médias dos desvios se afastam da superfície ideal modelada, esse

efeito foi notado nas condições de maior avanço/aresta (fZ = 0,06 e 0,10 mm).

57

Conforme Ferreira (2013) as características de contato ferramenta/peça tem

influência na deflexão da ferramenta, logo o aumento da profundidade de corte radial

resultou no aumento da seção de corte e assim nos erros geométricos do corpo de

prova. Segundo Popma (2010) este efeito ocorre na usinagem de paredes finas, a

forças de usinagem resultante no sentido de corte concordante faz com que a peça

se afaste da ferramenta. No sentido de corte discordante, existe a tendência de

puxar a peça contra a ferramenta, contudo o início do corte a espessura do cavaco é

praticamente nula e aumenta progressivamente até o valor máximo resultando em

oscilações na força de usinagem.

4.1.2 Influência do avanço por aresta (fZ)

A partir da tabela 9 também foi realizada a análise para o fator avanço por

aresta (fZ) seguindo a mesma metodologia. A Figura 35 apresenta o gráfico com os

resultados dos desvios macro geométricos apenas no sentido de corte concordante,

retirados da tabela 9 em função do avanço por aresta (fZ) para os três valores de

profundidades de corte radial (ae) nas três posições de medição da superfície das

aletas.

Avanço/aresta (mm)

Desvi

o d

e form

a d

a s

uperfíc

ie (

mm

)

0,2

0,0

-0,2

0,2

0,0

-0,2

0,100,060,02

0,2

0,0

-0,2

0,100,060,02 0,100,060,02




Intervalo de confiança de 95%

Erros geométricos no Sentido Concordante



- 0,50 mm

Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10

mm/aresta

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm




Figura 35 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte concordante.

58

Ao analisar o comportamento das curvas dos erros geométricos no gráfico

da Figura 35 notou-se que assim como para o fator profundidade de corte radial (ae)

o avanço por aresta também apresentou uma tendência de aumento dos erros

geométricos em função do aumento da taxa de avanço. Contudo essa tendência tem

menor intensidade que a profundidade de corte radial. Na condição de menor

sobremetal (ae = 0,125 mm) o aumento do avanço por aresta não afetou o aumento

do erro geométrico. Os avanços por aresta de 0,02 e 0,06 mm nas regiões (b) e (c)

resultaram as dimensões próximas ao modelo geométrico ideal. Apenas na condição

de maior avanço (fZ = 0,10 mm/aresta) o desvio da superfície atingiu valores em

torno de 0,2 mm a mais que a superfície ideal modelada. Para as demais condições

de maior profundidade de corte radial (ae = 0,25 e 0,50 mm) o efeito do avanço foi o

mesmo apenas tendo início a partir de um patamar mais elevado.

A Figura 36 apresenta o gráfico com o comportamento das curvas dos

desvios de forma da superfície para o sentido de corte discordante, também obtidos

a partir da tabela 9. O gráfico apresenta nove subdivisões para caracterizar a

influência do avanço por aresta, sendo o mesmo dividido em função da profundidade

de corte radial e a posição de medição na superfície.

Avanço/aresta (mm)

Desvi

o d

e form

a d

a s

uperfíc

ie (

mm

)

0,2

0,0

-0,2

0,2

0,0

-0,2

0,100,060,02

0,2

0,0

-0,2

0,100,060,02 0,100,060,02





Erros geométricos no Sentido Discordante



- 0,50 mm

Av anço: 0,02 - 0,06 - 0,10

mm/aresta

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm




Figura 36 - Erros macro geométricos em função de fZ no sentido de corte discordante.

59

No gráfico da Figura 36 notou-se que no sentido de corte discordante os

resultados das médias dos desvios, em geral apresentaram valores negativos,

identificando que a superfície usinagem ficou menor que a superfície modelada. A

influência do fator avanços por aresta foi à mesma do sentido concordante, contudo

resultando em superfície abaixo do modelo geométrico ideal.

4.1.3 Influência do Sentido de Corte

A análise de variância revelou o sentido de corte no fresamento,

(concordante ou discordante) como a variável que mais afetou os resultados dos

desvios geométricos nos experimentos realizados. Sua influência foi notada inclusive

nas interações com os outros dois fatores. A Figura 37 ilustra o comportamento do

erro geométrico em relação ao sentido de corte sobrepondo os gráficos anteriores de

avanço (fZ) e da profundidade de corte radial (ae) nas três posições de medição.

0,2

0,1

0,0

Região (a) Região (b) Região (c)

0,100,060,02

0,0

-0,1

-0,2

0,100,060,02 0,100,060,02


Erros geométricos no fresamento Concordante e Discordante

De

svi

o d

e fo

rma

da

su

pe

rfíc

ie (

mm

)

Legenda:

Prof. de corte radial (a )

0,125 mm - Conc.

0,250 mm - Conc.

0,500 mm - Conc.

0,125 mm - Disc.

0,250 mm - Disc.

0,500 mm - Disc.

Avanço/aresta (mm)


Prof. de corte radial: 0,125 - 0,25

- 0,50 mm

Avanço: 0,02 - 0,06 - 0,10

mm/aresta

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm



Prof. de corte axial: 12 mm

e

0

Figura 37 - Erros geométricos em função do fZ e ae para os sentidos de corte.

No gráfico da Figura 37 os resultados dos desvios geométricos mostraram a

influência do sentido de corte nos desvios de forma da superfície. De forma geral, no

sentido de corte concordante os valores médios dos desvios apresentaram valores

positivos, enquanto no sentido de corte discordante estes desvios resultaram em

60

valores negativos, quase sempre simétricos ao sentido concordante. Duas hipóteses

explicam esta diferença significativa nos valores dos desvios geométricos:

a) a direção da força de usinagem que no caso de paredes finas, conforme

relatado por Popma (2010), as forças de corte empurram a peça afastando-a da

ferramenta de corte no caso fresamento concordante, enquanto no caso do

fresamento discordante a peça é puxada a mesma contra a ferramenta de corte;

b) a deflexão da ferramenta de corte devido às altas tensões na ponta da

ferramenta de corte afastou a mesma no sentido concordantes sendo no sentido

discordante as oscilações da espessura de corte permitiram a ferramenta entrar na

geometria da peça.

Dentre estas duas hipóteses, a mais provável é a primeira na qual a parede

fina da aleta (corpo de prova), 4 mm de espessura e com 12 mm de altura, tenha

cedido às forças de usinagem. Segundo Costa (2003) e Diniz et al, (2006) o sentido

de corte concordante é aquele onde o ângulo de contato entre a aresta (φ) começa

em um valor máximo e decresce até zero. Este fenômeno faz com que a pressão da

aresta cortante atinja um valor capaz de vencer a tensão de ruptura do material da

peça. Esta componente da força de usinagem tende a afastar a ferramenta da peça

a empurrando. Sugere-se que este fenômeno tenha afetado os desvios geométricos

no fresamento concordante resultando em desvios positivos nas condições de corte

empregadas neste experimento. Ainda Costa (2003) e Diniz et al, (2006) reforçam

que o sentido de corte discordante, tem como característica iniciar o corte com

espessura mínima aumentando gradativamente até o valor máximo. Como resultado

tem-se um grande atrito entre ferramenta e peça, acarretando um aumento da força

de corte, consequentemente, um aumento na pressão específica do gume de corte

sobre a peça. Esta variação de intensidade produz vibrações, que prejudicam a

tolerância e acabamento superficial da peça fabricada. Costa (2003) relatou que no

fresamento discordante a componente da força perpendicular à superfície atua no

sentido de puxar a peça contra a ferramenta de corte. Outra constatação sobre os

desvios geométricos foi observada a partir da dispersão dos resultados de medição,

indicando tolerâncias de fabricação na ordem das classes IT7 a IT9.

61

Tabela 10: - Tolerâncias fundamentais das qualidades IT03 a IT11.

Fonte: adaptado de Souza, 1980.

Grupo de

dimensões (mm)

Qualidade (IT) µm

3 4 5 6 7 8 9 10 11

< 3 ≤ 6 2,5 4 5 8 12 18 30 48 75

4.2 ANÁLISES DA TEXTURA/RUGOSIDADE

Os resultados completos das medições de rugosidade são apresentados no

anexo (A) e para interpretá-los, assim como para os desvios geométricos, foram

realizadas as análises de variância destas amostras para os fatores e níveis

investigados nesta dissertação. Na Tabela 11 são apresentados os principais

resultados da análise variância para o parâmetro Rz.

Tabela 11: - Análise da variância para Rugosidade (Rz).

Efeitos df SS MS F P

fZ 2 260,03 130,02 10,60 0,001

ae 2 110,74 55,37 4,52 0,013

Sentido de corte 1 173,81 173,81 14,17 0,000

fZ x ae 4 61,96 15,49 1,26 0,290

fZ x sentido 2 57,68 28,84 2,35 0,101

ae x sentido 2 104,68 52,34 4,27 0,017

Resíduos 94 1152,67 12,26

Legenda: df(grau de liberdade); SS(soma quadrática); MS( média quadrática).

A análise de variância mostrou que os três fatores selecionados neste

estudo tem influência nos resultados da rugosidade. O parâmetro mais influente na

rugosidade da superfície obtida pelo experimento foi o sentido de corte com o maior

valor do teste F (14,17). O avanço por aresta (fz) e a profundidade de corte radial (ae)

também apresentaram um efeito significativo na rugosidade da superfície, contudo

para continuidade da análise avaliou-se cada fator de forma isolada observando a

influência da variação dos níveis na rugosidade/textura da peça.

Na Figura 38 ilustrou-se o gráfico que resumiu o efeito dos parâmetros e

níveis nos resultados da rugosidade segundo o estudo da análise de variância das

amostras.

62

Valo

res d

e r

ugosid

ade -

Rz (

mic

rons)

DiscordanteConcordante

6

4

2

00,100,060,02

0,5000,2500,125

6

4

2

0

Sentido de Corte Fz

Ae

Efeitos dos fatores: sentido de corte, f e a na Rugosidade

Material: aço ABNT H13 - Dureza: 207 HB


Diâmetro (D): 6 mm




Prof. de corte radial: 0,125 - 0,25 - 0,50 mm

Avanço/aresta: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm.

Análise de variância - IC 95%

fz

ae

z e

Figura 38 - Efeitos dos fatores de estudo na rugosidade (Rz) do corpo de prova.

A mesma análise foi realizada para os outros dois parâmetros verticais (Ra e

Ry) e para o parâmetro de espaçamento RSm. Todos os parâmetros Ra, Ry e RSm

apresentaram diferença significativa entre as médias para todos os fatores

abordados neste estudo.

4.2.1 Influência do avanço por aresta (fZ)

O gráfico da Figura 39 apresenta os parâmetros de rugosidade vertical (Ra,

Rz e Ry) medidos na parede dos corpos de prova fresados no experimento conforme

descrito no planejamento experimental.

63

Valo

res d

e R

ugosid

ade (

mic

rons)

20

15

10

5

0

0,100,060,02

20

15

10

5

00,100,060,02 0,100,060,02

Concordante; 0,125 Concordante; 0,250 Concordante; 0,500

Discordante; 0,125 Discordante; 0,250 Discordante; 0,500

Parâmetros

Rz

Rugosidade

Ra

Ry

Material:

Prof.de corte radial: 0,125 - 0,25 -

0,50 mm

Avanço/aresta: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm.

aço ABNT H13 - Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm




Rugosidade em função do Avanço de CorteIntervalo de Confiança de 95%

Avanço/aresta (mm)

Parâmetros de rugosidade:

Figura 39 - Comportamento dos parâmetros de rugosidade (Ra, Ry e Rz) em função do fZ.

Observando o gráfico na Figura 39 notou-se que devido à dispersão dos

resultados das medições tornou-se difícil identificar um comportamento comum para

os parâmetros de rugosidade (Ra, Rz e Ry) em função do aumento dos valores de

avanço por aresta (fZ). Contudo cada parâmetro de rugosidade encontra-se em

patamares distintos. Percebeu-se no gráfico que o parâmetro Ra apresentou valores

menores de rugosidade quando comparado aos parâmetros Rz e Ry para

caracterizar a mesma superfície. O parâmetro Ry apresentou os maiores valores de

rugosidade em todas as condições testadas. Na condição de menor avanço por

aresta (0,02 mm) combinada com a profundidade de corte radial de 0,500 mm

resultou na pior qualidade de acabamento. Para Misik et al, (2009) o parâmetro Rz é

mais significativo que o parâmetro Ra para a análise e caracterização do

acabamento de uma superfície.

O gráfico da Figura 40 ilustra o efeito do avanço por aresta para o parâmetro

de rugosidade RSm nos dois sentidos de cortes nas três condições diferentes de

profundidade de corte radial (ae).

64

Valo

res d

e R

ugosid

ade R

sm

(m

icro

ns)

0,100,060,02

200

150

100

50

00,100,060,02

Concordante DiscordanteAe

0,500

0,125

0,250

Avanço/aresta (mm)

Intervalo de Confiança de 95%

Rugosidade em função do Avanço de Corte

Prof. de corte radial (a )emm

mm

mm

Material:

Prof. de corte axial : 12 mm

Prof.de corte radial: 0,125 - 0,25 - 0,50

mm

Avanço: 0,02 - 0,06 - 0,10 mm/aresta

aço ABNT H13

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm



Figura 40 - Comportamento da rugosidade (RSm) em função de fZ.

Na Figura 40 contatou-se que para as três condições de profundidade de

corte radial (ae) o aumento do avanço por aresta (fZ) resultou em um aumento do

valor de rugosidade RSm, ou seja um maior distanciamento entre o perfil completo

de pico e um vale. Notou-se que a princípio conforme apresentado no Capítulo (2), o

parâmetro RSm que medem a distância entre elementos de um perfil é independente

dos valores de amplitude e está relacionada ao avanço por aresta. No entanto,

assim como os parâmetros Ra, Rz e Ry a dispersão dos resultados tornou difícil

afirmar se há uma tendência do aumento do avanço estar afetando o crescimento da

ondulação do perfil, fato que poderia estar relacionado à estabilidade do processo.

4.2.2 Influência da penetração de trabalho (ae)

O gráfico da Figura 41 mostra o comportamento dos valores da rugosidade

em função da profundidade de corte radial (ae) separados em grupos conforme o

avanço por aresta (fZ) e sentido de corte aplicado no experimento.

65

Valo

res d

e R

ugosid

ade (

mic

rons)

20

15

10

5

0

0,5000,2500,125

20

15

10

5

00,5000,2500,125 0,5000,2500,125

Concordante; 0,02 Concordante; 0,06 Concordante; 0,10

Discordante; 0,02 Discordante; 0,06 Discordante; 0,10

Parâmetros

Rz

Rugosidade

Ra

Ry


Prof .de corte radial: 0,125 - 0,25 -

0,50 mm

Av anço/aresta: 0,02 - 0,06 -

0,10mm.

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm




Intervalo de Confiança de 95%Rugosidade em função da prof. de corte radial (a )


Parâmetros de Rugosidade:

e

Figura 41 - Comportamento da rugosidade em função de ae.

Observando os resultados da rugosidade no gráfico da Figura 41 notou-se

que a profundidade de corte radial (ae) tem comportamentos distintos dependendo

do sentido de corte empregado. No sentido de corte concordante na menor taxa de

avanço por aresta (0,02 mm) os valores de rugosidade, principalmente Ry,

aumentaram de forma proporcional ao aumento da profundidade de corte radial (ae).

Contudo nas condições de corte (ae e fz) no sentido discordante os valores de

rugosidade são menores e não apresentaram uma tendência de crescimento em

função da profundidade de corte radial (ae). Este comportamento também é relatado

por Toh (2004) na usinagem do aço ABNT H13 que destacou o aumento das forças

de usinagem e da deflexão da ferramenta como fatores responsáveis pela variação

da rugosidade.

Na Figura 42 ilustra-se o efeito do fator profundidade de corte radial (ae) para

as três condições de avanço por aresta nos sentidos de corte concordante e

discordante para o parâmetro de rugosidade RSm.

66

Valo

res d

e R

ugosid

ade R

sm

(m

icro

ns)

0,5000,2500,125

200

150

100

50

00,5000,2500,125

Concordante DiscordanteFz

0,10

0,02

0,06

Rugosidade em função da Prof. de corte radial (a )

Intervalo de Confiança de 95%

Material:

Prof. de corte axial : 12 mm

Prof.de corte radial: 0,125 - 0,25

- 0,50 mm

Avanço: 0,02 - 0,06 - 0,10

mm/aresta

aço ABNT H13

Dureza: 207 HB

Fresa de topo reto

Metal Duro GC 1030

Diâmetro (D): 6 mm

Comprimento: 13 mm




Avanço/aresta:

mm

mm

mm

e

Figura 42 - Comportamento da rugosidade (Rsm) em função de ae.

Novamente notou-se que a grande dispersão dos resultados de medição da

rugosidade e que o aumento da profundidade de corte radial não tem efeito sobre os

valores de espaçamento do perfil de rugosidade.

4.2.3 Influência do Sentido de Corte

O sentido de corte no fresamento tangencial novamente mostrou ser um

fator significativo. Nos gráficos das Figuras 39 e 41 notou-se que para determinadas

combinações de fatores (profundidade de corte radial e do avanço por aresta) os

parâmetros de rugosidade Ra, Ry e Rz apresentaram comportamentos distintos para

os sentidos de fresamento concordante e discordante. Na Figura 39 notou-se que na

condição de maior profundidade de corte radial (ae = 0,500 mm) os valores do

parâmetro de rugosidade Rz e Ry são maiores no sentido de corte concordante e

tendem a reduzir à medida que o avanço por aresta (fZ) aumenta. Para explicar a

redução da rugosidade em função do aumento do avanço por aresta sugere-se a

hipótese de que com o aumento do avanço aumentou-se a espessura de usinagem,

consequentemente houve uma redução no grau de recalque e na pressão específica

de corte reduzindo as vibrações no sistema máquina-ferramenta-peça (POLLI,

2005). Na Figura 41 essa hipótese foi reforçada observando que para os avanços

67

por aresta de 0,02 e 0,06 mm os parâmetros Ry e Rz apresentaram uma tendência

de crescimento em função da profundidade de corte radial (ae) apenas no sentido de

corte concordante.

No gráfico da Figura 42 notou-se novamente que os valores da rugosidade

(RSm) apresentaram uma grande dispersão nos comprimentos de ondulação do

perfil de rugosidade. Assim sugere-se que o sentido de corte não afeta o

comportamento do comprimento de ondulação do perfil de rugosidade. Contudo no

experimento com avanço por aresta de 0,02 mm no sentido de corte discordante

notou-se a redução do comprimento médio do perfil. Acredita-se que as vibrações do

sistema máquina/ferramenta/peça em uma frequência diferente do avanço,

resultaram em uma sobreposição de movimentos relativos entre peça e ferramenta.

Este efeito foi citado por Polli (2005) em seu estudo sobre a análise da estabilidade

dinâmica do processo de fresamento a altas velocidades de corte.

A Figura 43 ilustra o perfil de rugosidade para o avanço de 0,02 mm/aresta

no sentido fresamento concordante. Observou-se que o perfil da rugosidade é

periódico, contudo a largura de um pico e vale no parâmetro RSm não é uniforme

apresentando um valor médio de 89,5 m. Sugere-se que as vibrações relativas

entre ferramenta de corte e peça foram extremamente elevadas nas condições de

trabalho. A amplitude das cristas é superior a três mícrons, enquanto que a distância

média entre um pico e um vale completo ultrapassa a 4 vezes o valor do avanço por

aresta (fZ). Como a textura apresentou picos agudos sugere-se a hipótese de que

durante o corte parte do material escoe lateralmente e outra porção escoe no final

de cada arranque do cavaco deslizando entre a superfície de material recalcada e a

ferramenta.

68


Corpo de prova 1 - Aleta 8


Diâmetro (D): 6 mm - Comprimento: 13 mm

Número de arestas (z): 4 arestas.


Prof. de corte axial (aP): 12 mm

Prof. de corte radial (ae): 0,25 mm

Avanço (fz): 0,02 mm/aresta.

Fresamento concordante

Figura 43 - Perfil de rugosidade no sentido de corte concordante.

A Figura 44 ilustra o perfil da rugosidade medido nas mesmas condições de

avanço por aresta e de profundidade de corte radial, contudo no sentido de corte

discordante. Nesta ilustração notou-se que o perfil da rugosidade também é

periódico e não é uniforme como no caso anterior. A amplitude das cristas é próxima

a dois mícrons, enquanto que a distância média entre um pico e um vale completo é

próxima a três vezes o valor do avanço por aresta (fZ). A rugosidade é composta por

picos com pontas múltiplas reforçando a hipótese que no sentido de corte

discordante devido ao corte iniciar com espessura em zero a peça sofreu maior

deformação plástica e cedeu aos esforços de corte gerando um movimento relativo

entre a peça e a ferramenta.

69


Corpo de prova 1 - Aleta 6


Diâmetro (D): 6 mm - Comprimento: 13 mm

Número de arestas (z): 4 arestas.


Prof. de corte axial (ap): 12 mm

Prof. de corte radial (ae): 0,25 mm

Avanço (fz): 0,02 mm/aresta.

Fresamento discordante

Figura 44 - Perfil de rugosidade no sentido de corte discordante.

Também foram coletados os cavacos dos experimentos de usinagem para

analisar e relacionar os resultados da rugosidade com a formação do cavaco.

Contudo não foi percebida nenhuma diferença significativa no tipo e formato dos

cavacos.

70

5 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Este Capítulo apresenta as principais conclusões extraídas deste trabalho.

5.1 CONCLUSÕES

As principais conclusões obtidas no desenvolvimento deste trabalho sobre

os resultados dos desvios geométricos e da textura/rugosidade da superfície no

processo de fresamento em máquina quatro eixos são apresentadas a seguir.

Conclusões relacionadas aos desvios macrogeométricos:

a) O sentido de corte, concordante ou discordante, foi o fator que afetou de

forma mais significativa os desvios geométricos. Seu efeito é percebido

inclusive nas interações com os outros;

b) O sentido de corte discordante proporcionou valores negativos no desvio da

superfície fresada em relação ao modelo geométrico, indicando que a

superfície usinada ficou menor que a superfície de referência do modelo

geométrico;

c) No sentido de fresamento concordante, observaram-se valores de médios de

desvio positivos da superfície usinada, indicando que a ferramenta não

removeu todo o material excedente da operação de pré-acabamento;

d) Os valores de avanço por aresta (fz) e a profundidade de corte radial (ae)

selecionados no experimento não afetaram estatisticamente os desvios

geométricos;

e) O aumento da profundidade de corte radial (ae) resultou em aumento do erro

geométrico;

f) Os resultados de medição do erro geométrico indicaram tolerâncias de

fabricação na ordem das classes IT7 a IT9.

71

Conclusões relacionadas a rugosidade da superfície:

a) Todos os três fatores abordados neste estudo (fZ, ae e sentido de corte)

ofereceram influência significativa na rugosidade da superfície nas condições

de corte investigadas neste trabalho;

b) Os parâmetros de rugosidade Ra, Rz e Ry apresentaram comportamentos

semelhantes nos resultados de medição, apenas em patamares distintos

conforme suas características de definição;

c) Não foi possível realizar afirmações sobre a tendência de crescimento do

parâmetro de rugosidade RSm devido a grande dispersão dos resultados

obtidos;

d) O sentido de corte discordante resultou um melhor acabamento com valores

mais baixos para todos os parâmetros de rugosidade que o sentido

concordante;

e) Nas condições de corte proposta nesse estudo, o avanço por aresta de 0,10

mm apresentou os menores valores para os parâmetros de rugosidade

verticais.

5.2 TRABALHOS FUTUROS

Sugestões para futuros trabalhos estão apresentadas a seguir.

a) Analisar a influência destes parâmetros de corte em outras estratégias de

usinagem empregando máquinas 4 e 5 eixos;

b) Avaliar o uso de outros parâmetros de rugosidade 2 e 3D para caracterizar a

textura de superfícies fresadas em máquinas 4 e 5 eixos;

c) Desenvolver um modelo experimental para previsão da rugosidade a partir

das informações alimentadas no sistema CAM;

d) Desenvolver uma avaliação dos efeitos do desgaste da ferramenta na

qualidade da superfície e nos desvios geométricos do processo de

fresamento em máquinas 4 e 5 eixos;

e) Investigar a aplicação de novas estratégias 4 e 5 eixos para acabamento de

moldes em sistemas CAM.

72

REFERÊNCIAS

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PIVETTA, C. S. Uma contribuição ao estudo de fresamento de aço endurecido com fresa de topo esférico. Campinas, 2005. 130 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) – Faculdade de Engenharia Mecânica, Departamento de Engenharia de Fabricação, Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2005.

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76

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77

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http://www.springerlink.com/content/0268-3768/

78

ANEXO A - RELATÓRIO DE MEDIÇÃO DA RUGOSIDADE

79

Rua Albano Schmidt, 3333. CEP 89220-100 - JOINVILLE SC Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637

Data: 08/02/2013

CLIENTE: Sociedade Educacional de Santa Catarina


Emerson Luis de Oliveira

MÁQUINA: Perfilometro, Taylor

Hobson,

Modelo: Talysurf Plus

IDENT. AMOSTRA:

Corpo de prova usinagem 4 eixos

Material: aço H13

Corpo de Prova: No 1 - Parâmetros de rugosidade

Aleta Ra (m) Rz DIN (m) Ry (m) RSm (m)

Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo Fundo Topo

01 0.41 0.29 1.82 1.27 2.25 1.53 99.1 163.1

02 0.86 0.409 4.83 2.58 5.44 3.14 182.5 139.8

03 0.293 0.3567 1.71 2.21 1.93 3.68 94.2 107.1

04 0.289 0.556 1.61 2.63 1.99 3.33 66.8 95.4

05 0.502 0.486 2.93 2.69 4.1 3.15 114.9 149.7

06 0.472 0.496 2.27 2.28 2.92 2.4 62.4 69.3

07 0.301 0.279 1.42 1.37 1.62 1.99 92.8 88.3

08 0.682 0.7291 3.2 3.26 3.71 3.74 89.5 98.2

09 0.527 0.6163 2.59 2.76 2.66 3.43 54.9 71.3




01 0.5 3.21 2.45 20.49 3.5 29.41 77.4 56.5

02 0.342 0.361 1.67 1.55 2.42 1.71 85.7 187.4

03 0.353 4.43 1.8 16.54 2.21 17.63 103.1 118.1

04 0.457 2.08 2.76 12.51 6.79 15.55 197.9 63.8

05 1.521 0.37 5.64 1.89 7.74 2.01 100.1 133.1

06 0.394 0.75 3.01 3.18 3.71 4.09 111.2 95.7

07 0.3815 0.57 1.97 3.75 2.59 5.25 322.2 85.2

08 0.722 0.471 3.37 2.58 9.45 3.2 219.3 90

09 0.9 0.441 4.52 2.02 13.58 2.54 306.6 85.6

80




01 0.282 0.392 1.27 2.2 1.43 4.09 190.5 139.5

02 0.68 0.527 4.82 2.5 10.8 3.51 150.6 132.9

03 0.576 0.388 4.72 2.09 11.12 3.85 65.1 141.6

04 0.77 0.4851 3.64 2.24 4.76 2.43 85.9 84.5

05 0.73 0.441 4.56 1.97 5.85 2.4 77.1 193.5

06 0.731 3.49 3.67 18.15 4.2 22.64 73.9 94.7

07 0.317 0.392 1.37 1.44 1.6 1.93 184.7 120.4

08 1.44 1.17 7.21 6.63 8.02 8.72 53.4 61.4

09 0.376 0.475 2 2.42 2.59 2.78 46.6 51.3




01 0.628 0.717 3.24 3.88 4.88 4.73 59.2 56.8

02 0.279 0.368 1.19 1.77 1.46 2.07 192.1 104.4

03 2.44 2.963 9.88 12.66 11.38 16.71 171.4 166.9

04 0.994 0.942 4.72 4.22 7.45 4.76 77.4 71.8

05 0.403 0.423 2.14 2.58 2.91 3.93 162.6 129.1

06 1.839 4.461 6.68 16.46 8.24 19.74 108.6 130.1

07 0.49 0.595 2.95 2.95 3.65 4.29 125.2 60.7

08 0.431 0.333 1.84 1.76 2.36 2.24 324 100

09 0.403 0.542 1.85 3.36 2.12 3.72 237.6 81.3

81




01 0.33 0.435 1.42 1.72 1.57 1.95 186 187.7

02 0.562 0.7639 3.47 4.1 4.59 6.97 100.5 81.3

03 0.354 0.319 2.06 2.01 3.1 2.93 92.1 184.5

04 2.24 0.512 10.06 2.74 14.42 3.47 144.4 70.7

05 0.514 0.404 3.71 2.35 4.74 3.13 77.7 183.5

06 0.744 0.725 3.23 3.19 3.87 3.67 70.9 74.3

07 0.326 0.283 1.31 1.39 1.58 2.38 181.4 98.6

08 2.874 3.75 10.74 14.83 11.4 16.29 161.8 120

09 0.852 2.597 3.89 11.47 8.22 17.02 88.3 106.6




01 0.667 0.409 2.9 2.09 3.25 2.74 68.8 51.6

02 0.357 0.26 1.87 1.15 2.23 1.22 101.9 190.4

03 4.29 3.23 17.71 13.25 19.12 13.76 139.3 140.8

04 2.88 0.587 12.06 3.7 13.22 6.33 122.6 79.5

05 0.382 0.427 1.85 1.79 2.24 2.09 160.7 321.4

06 3.16 1.305 12.67 7.28 16.33 13.58 130.5 124.8

07 0.508 0.434 3.45 2.56 3.82 3.13 137.4 134.2

08 0.405 0.453 2.47 1.9 2.8 2.17 101.2 277.4

09 0.452 0.48 2.1 1.98 2.56 2.48 119.4 234.2

Adriane Machado

Laboratorista de Metrologia - SOCIESC - Joinville

e-mail: [email protected]

mailto:[email protected]

82

ANEXO B - RELATÓRIO CONTROLE DIMENSIONAL

83

Rua Albano Schmidt, 3333. CEP 89220-100 - JOINVILLE SC Fone: 47 3461-0191 Fax 47 3461-1637

CLIENTE: Sociedade Educacional de Santa Catarina Data: 08/02/2013


Emerson Luis de Oliveira

MÁQUINA: MMC

Marca: Mitutoyo Modelo: Beyond Crysta

Software: Geopak-Win da Mitutoyo.

IDENT. AMOSTRA: Corpo de prova - Mestrado

Material: aço H13

Corpo de Prova: No 1 - Medição Modo Superfície

Superfície Desvio eixos (X, Y e Z) [mm] Desvio Total X Y Z

Reg

ião

(c)

01 0.151 0.019 0.077 0.166

02 0.099 -0.019 -0.048 -0.142

03 -0.003 -0.059 -0.030 -0.005

04 -0.044 0.058 0.037 0.068

05 0.098 -0.022 -0.050 -0.066

06 0.102 0.053 -0.059 -0.008

07 -0.029 -0.068 0.038 0.083

08 -0.001 0.004 -0.002 -0.062

09 -0.028 -0.067 0.038 0.083

Reg

ião

(b

)

10 -0.122 0.043 -0.065 -0.056

11 0.007 0.013 0.008 0.017

12 -0.091 0.077 0.064 0.138

13 0.073 0.062 -0.048 -0.145

14 -0.081 0.067 0.054 -0.021

15 -0.013 -0.078 0.040 0.088

16 0.073 0.062 -0.048 -0.107

17 -0.013 -0.078 0.040 0.076

18 0.013 -0.098 0.050 0.118

84

Reg

ião

(a)

19 0.133 0.047 0.071 0.159

20 0.018 0.006 -0.011 -0.027

21 0.003 0.014 0.007 0.016

22 0.055 0.094 0.055 0.121

23 -0.064 0.069 -0.047 -0.106

24 -0.024 0.023 -0.016 -0.037

25 0.011 -0.099 0.049 0.111

26 0.032 0.048 -0.029 -0.065

27 -0.007 0.020 -0.013 -0.021

Desvio Máximo 0.171 (2)

Desvio Médio -0.001

Desvio Mínimo -0.185 (23)



Reg

ião

(c)

01 0.098 -0.020 -0.048 -0.136

02 -0.033 -0.004 -0.017 -0.037

03 0.151 -0.019 0.077 -0.171

04 0.127 0.167 0.107 0.189

05 -0.072 0.016 0.037 0.083

06 0.089 0.057 -0.054 0.112

07 -0.032 0.065 -0.034 -0.087

08 -0.030 0.096 0.053 0.104

09 0.027 -0.009 0.013 0.029

Reg

ião

(b

)

10 -0.016 0.084 0.043 0.096

11 0.035 0.062 0.036 0.080

12 -0.052 -0.020 -0.028 -0.062

13 0.020 0.022 0.015 0.034

14 -0.048 0.083 -0.048 -0.108

15 0.022 0.135 -0.069 -0.153

16 -0.133 -0.114 0.088 0.196

17 -0.092 -0.001 0.046 0.103

18 0.164 -0.135 -0.108 -0.239

85

Reg

ião

(a)

19 0.122 -0.011 -0.111 -0.204

20 0.053 0.039 0.033 0.080

21 0.014 0.059 0.029 0.067

22 -0.046 0.044 -0.031 -0.073

23 0.167 -0.072 0.092 0.025

24 -0.123 -0.036 -0.064 -0.070

25 0.063 0.149 -0.086 -0.185

26 -0.121 -0.182 0.111 0.245

27 0.119 0.045 0.064 0.143


Desvio Médio 0.000




Reg

ião

(c)

01 0.151 0.018 0.075 0.167

02 -0.035 0.110 -0.059 -0.100

03 -0.002 -0.040 -0.020 -0.025

04 -0.024 -0.057 0.032 0.069

05 0.087 -0.015 -0.040 -0.045

06 -0.010 -0.061 0.031 0.006

07 -0.089 0.057 0.054 0.101

08 0.066 0.001 -0.033 -0.071

09 -0.010 -0.061 0.031 0.069

Reg

ião

(b

)

10 -0.024 0.025 -0.018 -0.039

11 0.006 0.024 0.013 0.028

12 0.121 0.045 0.065 0.144

13 -0.133 0.047 -0.071 -0.158

14 -0.033 -0.004 -0.017 -0.036

15 0.013 0.054 0.026 0.070

16 -0.078 0.064 -0.051 -0.113

17 -0.046 0.045 -0.031 -0.074

18 0.005 0.115 0.059 0.129

86

Reg

ião

(a)

19 0.024 0.144 0.074 0.162

20 0.005 -0.009 -0.005 -0.011

21 0.006 0.026 0.013 0.029

22 0.008 0.116 0.059 0.135

23 -0.010 0.090 -0.045 -0.101

24 -0.023 0.022 -0.016 -0.036

25 0.009 -0.077 0.038 0.086

26 0.035 0.054 -0.032 -0.072

27 0.021 0.006 -0.011 -0.024






Reg

ião

(c)

01 -0.055 0.094 -0.055 -0.120

02 -0.042 -0.005 -0.022 -0.048

03 0.065 0.156 -0.086 -0.190

04 -0.133 -0.068 -0.076 -0.170

05 0.158 -0.069 0.088 0.193

06 -0.090 0.075 0.064 0.130

07 0.085 -0.020 -0.044 -0.099

08 -0.089 0.057 0.054 0.109

09 0.020 0.012 0.015 0.024

Reg

ião

(b

)

10 -0.018 0.097 0.050 0.111

11 0.039 0.069 0.040 0.088

12 -0.061 -0.023 -0.033 -0.073

13 0.015 -0.005 0.008 0.018

14 -0.018 0.097 -0.050 -0.111

15 0.024 0.144 -0.074 -0.164

16 -0.138 -0.118 0.091 0.203

17 -0.104 -0.001 0.052 0.116

18 0.155 -0.127 -0.102 -0.225

87

Reg

ião

(a)

19 0.158 -0.069 -0.088 -0.193

20 -0.036 0.071 0.037 0.088

21 0.013 0.054 0.026 0.062

22 -0.062 -0.046 -0.039 -0.086

23 0.013 -0.001 0.006 0.014

24 -0.053 0.050 -0.035 -0.081

25 0.063 0.150 -0.083 -0.176

26 -0.120 -0.181 0.110 0.243

27 -0.134 -0.040 0.070 0.156

Desvio Máximo -0.128 0.056 0.071 0.156





Reg

ião

(c)

01 0.024 0.144 0.074 0.164

02 0.092 0.045 -0.051 -0.114

03 0.007 0.013 0.008 0.019

04 0.010 0.052 0.024 -0.053

05 0.038 -0.027 0-.026 -0.058

06 -0.051 -0.022 -0.027 -0.007

07 -0.027 -0.067 0.038 0.097

08 0.059 0.050 -0.040 -0.083

09 0.058 0.001 0.029 0.065

Reg

ião

(b

)

10 0.133 0.047 0.069 -0.059

11 0.003 0.013 0.007 0.017

12 0.119 0.045 0.064 0.144

13 -0.030 0.099 -0.058 -0.138

14 -0.014 0.025 -0.014 -0.032

15 -0.013 -0.080 0.041 0.091

16 0.061 0.052 -0.040 -0.089

17 0.058 0.001 -0.029 -0.065

18 0.005 0.099 0.052 0.113

88

Reg

ião

(a)

19 -0.128 0.056 0.071 0.157

20 0.012 -0.025 -0.013 -0.031

21 0.003 0.011 0.005 0.012

22 0.095 0.070 0.059 0.132

23 -0.030 0.095 -0.051 -0.109

24 -0.032 0.030 -0.021 -0.049

25 0.009 -0.077 0.038 0.086

26 0.029 0.044 -0.026 -0.058

27 0.009 0.003 -0.004 -0.010






Reg

ião

(c)

01 0.064 0.069 -0.048 -0.106

02 -0.028 -0.004 -0.015 -0.032

03 -0.127 -0.038 -0.066 -0.149

04 0.129 -0.159 -0.091 -0.134

05 -0.102 -0.007 0.061 0.173

06 0.005 0.099 0.051 0.112

07 -0.050 0.086 -0.050 -0.112

08 0.030 0.097 0.053 0.111

09 0.036 -0.013 0.009 0.033

Reg

ião

(b

)

10 0.010 0.090 0.045 0.102

11 0.035 0.061 0.036 0.079

12 -0.051 -0.019 -0.027 -0.061

13 0.046 -0.013 0.010 0.043

14 0.092 0.045 -0.053 -0.111

15 0.024 0.144 -0.074 -0.164

16 -0.134 -0.114 0.089 0.197

17 -0.078 0.064 0.051 0.115

18 0.169 -0.139 -0.112 -0.246

89

Reg

ião

(a)

19 0.176 -0.077 -0.098 -0.216

20 -0.036 0.072 0.037 0.088

21 0.013 0.054 0.027 0.062

22 -0.058 -0.043 -0.036 -0.081

23 0.023 0.022 0.016 0.038

24 -0.050 0.047 -0.033 -0.076

25 0.024 0.145 -0.076 -0.169

26 -0.122 -0.184 0.112 0.248

27 -0.127 -0.038 0.066 0.148




Paulo Gaspar Borges de Almeida

Laboratorista de Metrologia - SOCIESC – Joinville

Laboratórios de Calibração e Ensaios

e-mail: [email protected]

mailto:[email protected]

90

ANEXO C - DESVIO DE FORMA DA SUPERFÍCIE

Fatores Desvios Geométricos

Sentido

Corte

ae

(mm)

fz

mm/aresta Região (c) Região (b) Região (a)

Co

nc

ord

an

te

0,125

0,02 -0,062 -0,071 -0,083 -0,072 0,011 -0,056 -0,039 -0,059 -0,051 0,011 -0,027 -0,011 -0,031 -0,023 0,011

0,06 0,083 0,069 0,065 0,072 0,009 0,017 0,028 0,017 0,021 0,006 0,016 0,029 0,012 0,019 0,009

0,10 0,083 0,101 0,097 0,094 0,009 0,118 0,129 0,113 0,120 0,008 0,159 0,162 0,157 0,159 0,003

0,250

0,02 0,068 0,069 0,053 0,063 0,009 0,088 0,070 0,091 0,083 0,011 0,111 0,086 0,086 0,094 0,014

0,06 0,104 0,109 0,111 0,108 0,004 0,096 0,111 0,102 0,103 0,008 0,080 0,088 0,088 0,085 0,005

0,10 0,189 0,193 0,173 0,185 0,011 0,196 0,203 0,197 0,199 0,004 0,245 0,243 0,248 0,245 0,003

0,500

0,02 0,029 0,024 0,033 0,029 0,005 0,080 0,088 0,079 0,082 0,005 0,067 0,062 0,062 0,064 0,003

0,06 0,112 0,130 0,112 0,118 0,010 0,103 0,116 0,115 0,111 0,007 0,143 0,156 0,148 0,149 0,007

0,10 0,166 0,167 0,164 0,166 0,002 0,138 0,144 0,144 0,142 0,003 0,121 0,135 0,132 0,129 0,007

Dis

co

rda

nte

0,125

0,02 -0,008 0,006 -0,007 -0,003 0,008 -0,076 -0,074 -0,065 -0,072 0,006 -0,021 -0,024 -0,010 -0,018 0,007

0,06 -0,066 -0,045 -0,058 -0,056 0,011 -0,107 -0,113 -0,089 -0,103 0,012 -0,065 -0,072 -0,058 -0,065 0,007

0,10 -0,087 -0,099 -0,112 -0,099 0,013 -0,239 -0,225 -0,246 -0,237 0,011 -0,204 -0,193 -0,216 -0,204 0,012

0,250

0,02 -0,005 -0,025 0,019 -0,004 0,022 -0,021 -0,036 -0,032 -0,030 0,008 -0,037 -0,036 -0,049 -0,041 0,007

0,06 -0,136 -0,120 -0,106 -0,121 0,015 -0,062 -0,073 -0,061 -0,065 0,007 -0,073 -0,086 -0,081 -0,080 0,007

0,10 -0,174 -0,190 -0,149 -0,171 0,021 -0,108 -0,122 -0,111 -0,114 0,007 -0,070 -0,081 -0,076 -0,076 0,006

0,500

0,02 -0,037 -0,048 -0,032 -0,039 0,008 0,034 0,018 0,043 0,032 0,013 0,025 0,014 0,038 0,026 0,012

0,06 -0,100 -0,142 -0,114 -0,119 0,021 -0,145 -0,158 -0,138 -0,147 0,010 -0,106 -0,101 -0,109 -0,105 0,004

0,10 -0,171 -0,170 -0,134 -0,158 0,021 -0,153 -0,164 -0,164 -0,160 0,006 -0,185 -0,176 -0,169 -0,177 0,008

1o m

ed

ição

2o m

ed

ição

3o m

ed

ição

Mé

dia

Des

vio

Pa

drã

o

1o m

ed

ição

2o m

ed

ição

3o m

ed

ição

Mé

dia

Des

vio

Pa

drã

o

1o m

ed

ição

2o m

ed

ição

3o m

ed

ição

Mé

dia

Des

vio

Pa

drã

o

91

91

ANEXO D - CERTIFICADO DE QUALIDADE DO MATERIAL

92

ANEXO E - DETALHAMENTO 2D CORPO DE PROVA

Documents

SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA INSTITUTO … · rugosidade foram afetados pelos três fatores analisados neste estudo, destacando novamente a influência do sentido de corte