Usinagem ufrj

Notas de Aula de Usinagem

Prof. Jos¶e Lu¶³s SilveiraDepartamento de Engenharia Mecanica

Escola de Engenharia/UFRJ

I Introdu»c~ao

Usinagem ¶e um processo de fabrica»c~ao que modi¯ca a forma de uma pe»ca atrav¶es daremo»c~ao de material.

O material removido ¶e normalmente chamado de \cavaco", ou tamb¶em, \limalha" ou\apara".

I.1 Processos de usinagem

Aplainamento { ¶e um processo usado na fabrica»c~ao de pe»cas cuja superf¶³cie pode sergerada por um movimento alternativo retil¶³neo realizado por uma ferramenta mono-cortante.

Torneamento { ¶e um processo usado na fabrica»c~ao de pe»cas com superf¶³cies de revolu-»c~ao, realizado com o aux¶³lio de uma ferramenta monocortante.

Notas de Aula de Usinagem, Prof. Jos¶e Lu¶³s Silveira | DEM/EE/UFRJ 2

Fresagem { ¶e um processo vers¶atil de fabrica»c~ao, no qual a ferramenta, geralmentemulticortante, gira e se desloca em uma trajet¶oria qualquer em rela»c~ao µa pe»ca.

I.2 Ferramenta Monocortante

² Aresta principal de corte - ¶e aquela cuja cunha indica a dire»c~ao de avan»co.


II Conceitos B¶asicos sobre os Processos de Usinagem

II.1 Ponto de referencia

Nas ferramentas de barra (monocortantes), o ponto de referencia ¶e um ponto gen¶erico daaresta cortante ¯xado pr¶oximo a ponta da ferramenta.

P = ponto de referencia

II.2 Movimentos entre a pe»ca e a aresta cortante

Nestes movimentos a pe»ca ¶e considerada im¶ovel. S~ao, portanto, movimentos relativos.

II.2.1 Movimento de corte

¶E o movimento relativo entre a pe»ca e a ferramenta, o qual, sem o movimento de avan»co,origina uma ¶unica remo»c~ao de cavaco durante uma volta ou curso.

II.2.2 Movimento de avan»co

¶E o movimento relativo entre a pe»ca e a ferramenta que, juntamente com o movimentode corte, origina a remo»c~ao cont¶³nua ou repetida do cavaco durante v¶arias revolu»c~oes oucursos.

II.2.3 Movimento efetivo de corte

¶E o resultante dos movimentos de corte e de avan»co realizados simultaneamente.


II.2.4 Movimentos passivos

S~ao aqueles que n~ao tomam parte direta na forma»c~ao do cavaco:

Movimento de posicionamento { ¶e aquele no qual a ferramenta ¶e aproximada da pe»caantes da usinagem.

Movimento de profundidade { ¶e o que determina a camada de material a ser re-movida.

Movimento de ajuste { ¶e aquele que compensa o desgaste da ferramenta.

II.3 Dire»c~oes dos movimentos

Dire»c~ao de corte { ¶e a dire»c~ao instantanea do movimento de corte.

Dire»c~ao de avan»co { ¶e a dire»c~ao instantanea do movimento de avan»co.

Dire»c~ao efetiva de corte { ¶e a dire»c~ao instantanea do movimento efetivo de corte.

II.4 Percursos ou trajetos da ferramenta sobre a pe»ca

Percurso de corte { lc [mm] - ¶e o espa»co percorrido sobre a pe»ca pelo \ponto de re-ferencia" da aresta cortante segundo a dire»c~ao de corte.

² no torneamento lc = ¼:d

Percurso de avan»co { la [mm] - ¶e o espa»co percorrido sobre a pe»ca pela \ferramenta"segundo a dire»c~ao de avan»co.

Percurso efetivo de corte { le [mm] - ¶e o espa»co percorrido sobre a pe»ca, pelo \pontode referencia" da aresta cortante, segundo a dire»c~ao efetiva de corte.

² no torneamento

lc = ¼:d le =ql2a + l2c

la = avan»co por volta


² no fresamento cil¶³ndrico tangencial

II.5 Velocidades

Velocidade de corte { v [m/min] - ¶e a velocidade instantanea do ponto de referenciada aresta cortante, segundo a dire»c~ao e sentido de corte.

v =lc

1000:t

Velocidade de avan»co { va [mm/min] - ¶e a velocidade instantanea da ferramenta, se-gundo a dire»c~ao e sentido de avan»co.

va =lat

Velocidade efetiva de corte { ve [m/min] - ¶e a velocidade instantanea do ponto dereferencia da aresta cortante, segundo a dire»c~ao efetiva de corte.

ve =

sµva

1000

¶2

+ v2 + 2µva

1000

¶v: cos'

² no torneamento

² no aplainamento


² na fresagem

ve =

sµva

1000

¶2

+ v2 + 2µva

1000

¶v: cos'

II.6 Conceitos auxiliares

II.6.1 Plano de trabalho

¶E o plano que contem as dire»c~oes de corte e de avan»co, passando pelo ponto de referenciada aresta cortante.

Neste plano se realizam todos os movimentos que tomam parte na forma»c~ao do cavaco.

II.6.2 Angulo ' da dire»c~ao de avan»co

¶E o angulo entre a dire»c~ao de avan»co e a dire»c~ao de corte.

² no aplainamento

² no torneamento


² fresamento cil¶³ndrico tangencial concordante e discordante

II.6.3 Angulo ´ da dire»c~ao efetiva de corte

¶E o angulo entre a dire»c~ao de corte e a dire»c~ao efetiva de corte.

sen ' =AB

va; cos ' =

BC

va(

AB = va:sen '

BC = va:cos '

tg ´ =AB

BC + v=

va:sen '

va:cos '+ v=

sen '

cos '+ vva

Normalmente a velocidade de avan»co va ¶e pequena quando comparada com a veloci-dade de corte:

v À va ) ´ ! 0

Na opera»c~ao de roscamento ´ n~ao ¶e desprez¶³vel, pois representa o angulo de inclina»c~aoda rosca. Sendo ' = 90o

tg ´ =va:sen 90o

va:cos 90o + v=vav

=lalc

=a

¼:d


(ver tabela I.1 do livro Fundamentos da Usinagem dos Metais de Dino Ferraresi)

II.7 Superf¶³cies de corte

S~ao as superf¶³cies geradas na pe»ca pela ferramenta:

² Superf¶³cie principal de corte { ¶e a superf¶³cie de corte gerada pela aresta principalde corte da ferramenta.

² Superf¶³cie lateral de corte { ¶e a superf¶³cie gerada pela aresta lateral de corte.

As superf¶³cies de corte que permanecem na pe»ca s~ao chamadas superf¶³cies trabalhadas.


II.8 Grandezas de corte

S~ao as grandezas que devem ser ajustadas na m¶aquina, direta ou indiretamente, para aretirada do cavaco:

Avan»co { a [mm] - ¶e o espa»co percorrido sobre a pe»ca pela ferramenta em cada volta oucurso, segundo a dire»c~ao e sentido de avan»co.

Ou seja, avan»co ¶e o percurso de avan»co em cada volta ou curso.

Avan»co por dente { ad [mm] - ¶e o percurso de avan»co de cada dente, medido na dire»c~aode avan»co da ferramenta e correspondente µa gera»c~ao de duas superf¶³cies de corteconsecutivas.

ad =a

Z

onde Z ¶e o n¶umero de dentes ou arestas cortantes.

² Nas ferramentas monocortantes: Z = 1, a = ad

² Nas brocas helicoidais com duas navalhas: Z = 2 e ad = a2


Avan»co de corte { ac [mm] - ¶e a distancia entre duas superf¶³cies de corte consecutivas,medidas no plano de trabalho e perpendicular µa dire»c~ao de corte.

ac ? v

ac ¼ ad : sen '

² no torneamento, ' = 90o ! ac ¼ ad : sen 90o = ad

² no torneamento, Z = 1 ! a = ad ¼ ac

Avan»co efetivo de corte { ae [mm] - ¶e a distancia entre duas superf¶³cies de corte con-secutivamente formadas, medida no plano de trabalho e perpendicular µa dire»c~aoefetiva de corte.

ae ¼ ad : sen ('¡ ´)

² no torneamento e no aplainamento: ' = 90o ; ad = a

ae ¼ a : sen (90o ¡ ´) = a : cos ´

² quando ´ ¼ 0, devido v À va, temos:

ae ¼ ad : sen ' = ac


Profundidade ou largura de corte { p [mm] - ¶e a profundidade ou largura de pene-tra»c~ao da aresta principal de corte, medida numa dire»c~ao perpendicular ao plano detrabalho.

p ¶e chamado profundidade de corte:

² no torneamento

² no faceamento

² no aplainamento

² no fresamento frontal


² na reti¯ca»c~ao frontal

p ¶e chamado largura de corte:

² no sangramento

² no fresamento cil¶³ndrico tangencial


² na fura»c~ao em cheio

A profundidade ou largura de corte p multiplicada pelo avan»co de corte fornece a ¶areada se»c~ao de corte S , p ¶e medida perpendicular ao plano de trabalho enquanto o avan»code corte ac ¶e medido sempre no plano de trabalho.

Espessura de penetra»c~ao { e [mm] - ¶e a espessura de corte em cada curso ou revolu»c~ao(ciclo), medida no plano de trabalho e numa dire»c~ao perpendicular µa dire»c~ao avan»co.

II.9 Grandezas relativas ao cavaco

S~ao derivadas das grandezas de corte e obtidas atrav¶es de c¶alculo. N~ao s~ao identicas µasobtidas atrav¶es da medi»c~ao do cavaco.

Comprimento de corte { b [mm] - ¶e o comprimento de cavaco a ser retirado, medidona superf¶³cie de corte, segundo a dire»c~ao normal µa dire»c~ao de corte.

² no torneamento

senÂ =p

b! b =

p

senÂ

onde Â ¶e o angulo de posi»c~ao da aresta principal de corte.

Espessura de corte { h [mm] - ¶e a espessura calculada do cavaco a ser retirado, medidanormalmente µa superf¶³cie de corte e segundo a dire»c~ao perpendicular µa dire»c~ao decorte.


² no torneamento

senÂ =h

ac! h = ac : senÂ

¶Area da se»c~ao de corte { (ou se»c~ao de corte) { S [mm2] - ¶e a ¶area calculada da se»c~aode cavaco a ser retirada, medida em um plano normal µa dire»c~ao de corte.

S = p : ac ou S = b : h

Substituindo

ac = ad : sen ' =a

Z: sen '

se obt¶em a express~ao geral:

S = p :a

Z: sen '

² no torneamento e no aplainamento: ' = 90o ; Z = 1 ! S = p : a

² na fura»c~ao com broca de 2 navalhas: ' = 90o ; Z = 2 ; p = d2

S =d

2:a

2=a : d

4

² no fresamento cil¶³ndrico tangencial { tres situa»c~oes podem ocorrer:

1. na entrada da fresa: ' = 0o ; sen 0o = 0 ! S = 0


2. em um ponto qualquer:

S = p :a

Z: sen '

3. na sa¶³da da fresa a se»c~ao de corte ¶e m¶axima:

sen 'm =xd2

=

rd2

4¡³d2¡ e

´2

d2

=

rd2

4¡³d2

4¡ d:e+ e2

´

d2

sen 'm =2pd:e¡ e2

d

Smax = p :a

Z:

2qe(d¡ e)d

Comprimento efetivo de corte { be [mm] - ¶e o comprimento de cavaco a ser retirado,medido na superf¶³cie de corte segundo a dire»c~ao normal µa dire»c~ao efetiva de corte.

be = bq

1¡ sen2´ : cos2Â

(dedu»c~ao ver Dino Ferraresi { p¶agina 13)

² quando ´! 0 (v À va) ; sen ´ ! 0 ) be ¼ b


Espessura efetiva de corte { he [mm] - ¶e a espessura calculada do cavaco a ser reti-rado, medida normalmente µa superf¶³cie de corte e segundo a dire»c~ao perpendicularµa dire»c~ao efetiva de corte.

he =hq

1 + tg2´ : sen2Â

(dedu»c~ao ver Dino Ferraresi { p¶agina 15)

² Quando v À va ) ´! 0 ; tg ´! 0 e he ¼ h

² Para Â = 90o:

he =hq

1 + sen2ćos2´

=hq

cos2´+sen2ćos2´

=h1

cos ´

= h : cos ´

¶Area de se»c~ao efetiva de corte { Se [mm2] - ¶e a ¶area calculada da se»c~ao do cavaco aser retirado, medida em um plano normal µa dire»c~ao efetiva de corte.

Se = p : ae ou Se = be : he


III Geometria da Cunha Cortante da Ferramenta de

Usinagem

Cunha cortante ¶e a parte da ferramenta na qual o cavaco se origina, atrav¶es do movi-mento relativo entre a ferramenta e a pe»ca. As arestas que limitam a cunha cortante s~aochamadas arestas de corte, que podem ser retil¶³neas, curvil¶³neas ou angulares.

III.1 Superf¶³cies

Superf¶³cies de folga { s~ao as superf¶³cies da ferramenta que defrontam com as superf¶³ciesde corte, s~ao tamb¶em chamadas superf¶³cies de incidencia.

Estas superf¶³cies podem ter um chanfro junto a aresta de corte. A largura do chanfro¶e representada por l®.

Superf¶³cie de sa¶³da { ¶e a superf¶³cie sobre a qual se forma o cavaco e por onde estedesliza.

Pode tamb¶em ter um chanfro, cuja largura ¶e representada por l°.

III.2 Sistemas de referencia

S~ao dois os sistemas de referencia usados para a determina»c~ao dos angulos das ferramentas:

² o sistema de referencia da ferramenta e

² o sistema efetivo de referencia.

O sistema efetivo ¶e dinamico, isto ¶e, considera-se a ferramenta movendo-se no seutrabalho de usinagem junto a pe»ca. Para determin¶a-lo deve-se levar em conta as condi»c~oesde usinagem, tais como: velocidade de corte e de avan»co, profundidade de corte, avan»co,material da pe»ca e da ferramenta etc. Este sistema interessa ao projeto da ferramenta.


O sistema da ferramenta ¶e est¶atico, isto ¶e, considera a ferramenta parada (na m~ao) einteressa ao desenho, fabrica»c~ao e a¯a»c~ao (reparo) da ferramenta.

Os sistemas de referencia s~ao formados por tres planos mutuamente ortogonais quepassam pelo ponto de referencia da ferramenta e s~ao chamados:

² plano de referencia

² plano de corte

² plano de medida

III.3 Sistema de referencia da ferramenta

Plano de referencia da ferramenta { ¶e um plano, que passando pelo ponto de re-ferencia, seja tanto quanto poss¶³vel perpendicular µa dire»c~ao de corte, por¶em, orien-tado segundo um plano ou eixo da ferramenta.

² no torneamento e aplainamento, este plano ¶e geralmente paralelo µa base daferramenta.

² para fresas e brocas este plano passa pelo eixo de rota»c~ao e pelo ponto dereferencia.

² nas brochas este plano ¶e perpendicular ao eixo longitudinal da ferramenta.


² no torneamento, em dois casos, o plano de referencia da ferramenta n~ao ¶eperpendicular µa dire»c~ao de corte:

Plano de corte da ferramenta { ¶e o plano que passando pela aresta de corte, ¶e per-pendicular ao plano de referencia da ferramenta. No caso de arestas de corte curvas,este plano ¶e tangente a aresta de corte, passando pelo ponto de referencia.

Plano de medida da ferramenta { ¶e um plano perpendicular ao plano de corte e aoplano de referencia da ferramenta.

III.3.1 Angulos no sistema de referencia da ferramenta

a) Angulos medidos no plano de referencia

² Angulo de posi»c~ao Â { ¶e o angulo entre o plano de corte e o plano de trabalho,medido no plano de referencia. ¶E sempre positivo e situa-se fora da cunha de cortede forma que seu v¶ertice indica a ponta de corte.


² Angulo de ponta ² { ¶e o angulo entre os planos principal e lateral de corte, medidono plano de referencia.

Vale a seguinte rela»c~ao:

Â+ ²+ Âl = 180o

{ Um angulo de posi»c~ao menor que 90o faz com que o corte se inicie afastado da pontada ferramenta, num lugar onde a ferramenta ¶e mais resistente e com mais condi»c~aode suportar o impacto inicial. Para um angulo de 90o o corte se inicia subitamenteem toda a aresta principal de corte.

{ A espessura do cavaco, para um mesmo avan»co, diminui com a redu»c~ao do angulo deposi»c~ao:

h = ac : sen Â

b =p

sen Â

Isto faz com que a for»ca de corte seja distribu¶³da em um comprimento maior daaresta de corte diminuindo o desgaste da ferramenta e aumentando sua vida, isto ¶e,o tempo necess¶ario entre a¯a»c~oes.

{ Para um angulo de posi»c~ao menor que 90o, a for»ca de usinagem ¶e decomposta em duaspartes, sendo uma passiva e que comprime a ferramenta contra as guias e o fuso,diminuindo o perigo de vibra»c~oes devidas a folgas.


{ Um angulo de posi»c~ao pequeno determina um angulo de ponta grande, o que aumentaa resistencia da ferramenta.

Para trabalhos normais de desbaste, o angulo de posi»c~ao varia entre 30o e 60o.

Para pe»cas esbeltas usa-se um angulo de posi»c~ao grande para reduzir ao m¶³nimo asfor»cas passivas transversais µa pe»ca e evitar a sua deforma»c~ao.

O angulo de posi»c~ao da aresta lateral de corte, angulo Âl, deve ser da ordem de 5o.Um angulo Âl muito grande reduz o angulo de ponta e a resistencia da ferramenta,muito pequeno, provoca vibra»c~oes.

b) Angulo medido no plano de corte

² Angulo de inclina»c~ao ¸ { ¶e o angulo entre a aresta de corte e o plano de referencia,medido no plano de corte. O angulo de inclina»c~ao situa-se de tal forma que seuv¶ertice indica a ponta de corte.

¶E positivo quando a interse»c~ao de um plano paralelo ao de referencia, que passa pelaponta da ferramenta, com o plano de corte ¯ca fora da ferramenta, ou seja, a ponta decorte se adianta em rela»c~ao aos outros pontos da aresta cortante no sentido da velocidadede corte.

{ O angulo de inclina»c~ao controla, juntamente com o angulo de posi»c~ao, a dire»c~ao desa¶³da do cavaco.

Para um angulo de inclina»c~ao ¸ positivo com ferramenta com angulo de posi»c~ao Âde 90o, o cavaco °ui no sentido de se afastar da superf¶³cie usinada, enquanto quecom angulo de inclina»c~ao negativo, o cavaco °ui na dire»c~ao da superf¶³cie usinada.


Com angulo de inclina»c~ao nulo, o cavaco °ui em sentido aproximadamente paraleloµa superf¶³cie usinada.

No caso de emprego de um angulo de posi»c~ao Â menor que 90o, o efeito do angulode inclina»c~ao ¸ permanece, mas o angulo de posi»c~ao Â altera a dire»c~ao angular desa¶³da do cavaco em rela»c~ao a superf¶³cie usinada.

{ Para cortes interrompidos, o uso de um angulo de inclina»c~ao negativo faz com que oimpacto na ferramenta se de afastado da quina, evitando a quebra da ferramenta.

Um angulo de inclina»c~ao negativo refor»ca a aresta lateral de corte, tendo um efeitoidentico ao angulo de sa¶³da sobre a aresta principal de corte.

Em ferramentas de desbaste recomenda-se usualmente o emprego de um angulo deinclina»c~ao de ¡3o a ¡5o.

{ Um angulo de inclina»c~ao negativo produz uma for»ca no sentido longitudinal da ferra-menta, tendendo a afast¶a-la da pe»ca. Isto reduz as folgas, diminuindo o perigo devibra»c~oes, que causam mau acabamento da superf¶³cie usinada, desgaste r¶apido ouquebra da ferramenta. O angulo recomendado para trabalho em m¶aquinas antigase com folgas ¶e de ¡5o a ¡8o. Para pe»cas esbeltas deve-se usar angulo de inclina»c~aopequeno ou nulo para se evitar a possibilidade de deforma»c~oes.


c) Angulos medidos no plano de medida da cunha cortante

² Angulo de folga ® { ou angulo de incidencia, ¶e o angulo entre a superf¶³cie de folgae o plano de corte, medido no plano de medida da cunha cortante.

O angulo de folga ® ¶e positivo quando a interse»c~ao do plano de corte com o plano demedida ¯ca fora da cunha cortante.

{ O angulo de folga tem a fun»c~ao de evitar o atrito entre a superf¶³cie de corte e a superf¶³ciede folga da ferramenta, permitindo que a cunha cortante penetre na pe»ca e cortelivremente.

Um angulo de folga muito pequeno cega a ferramenta rapidamente, devido ao forteatrito com a pe»ca, gerando aquecimento da ferramenta, mau acabamento super¯ciale aumento da for»ca e potencia de corte.

Um dos crit¶erios para se determinar o ¯m da vida de uma ferramenta ¶e a medi»c~aoda largura de desgaste.

Para uma mesma largura de desgaste Il, uma ferramenta com angulo de folga pe-queno tem uma vida menor que outra com angulo de folga maior.

Por outro lado, um angulo de folga grande enfraquece a ferramenta, que se quebraou solta pequenas lascas, algumas vezes s¶o vis¶³veis ao microsc¶opio.

Por esta raz~ao, considera-se normalmente que um angulo de folga excessivamentegrande ¶e mais prejudicial que um angulo muito pequeno.

{ Na usinagem de materiais \macios", como o alum¶³nio, pode-se usar angulos de folgagrandes, sem perigo de quebra da ferramenta.

Para usinagem de materiais duros, deve-se usar angulos de folga pequenos pois estessolicitam mais a ferramenta.


{ O material da ferramenta tamb¶em in°uencia o angulo de folga. Quanto mais resistentefor o material maior poder¶a ser o angulo de folga.

Assim, o angulo de folga para ferramentas de a»co r¶apido pode ser bem maior queo angulo usado em ferramentas de metal duro, pois, o a»co r¶apido ¶e muito maisresistente e tenaz que o metal duro.

² Angulo de sa¶³da ° { ¶e o angulo entre a superf¶³cie de sa¶³da e o plano de referencia,medido no plano de medida da cunha cortante.

O angulo de sa¶³da ° ¶e positivo quando a interse»c~ao do plano de referencia com o planode medida ¯ca fora da cunha cortante. Ou seja, a aresta de corte se adianta em rela»c~aoa superf¶³cie de sa¶³da.

{ De modo geral, quanto maior o angulo de sa¶³da mais f¶acil a remo»c~ao de material. Paramateriais duros, o angulo de sa¶³da deve ser menor que para materiais macios, devidoao aumento da press~ao exercida sobre a ferramenta.

{ Apesar de o lat~ao ser um material relativamente macio, este ¶e normalmente usinadocom angulo de sa¶³da nulo para evitar que a ferramenta \enganche" na pe»ca.

{ O ferro fundido ¶e menos resistente do que o a»co, contudo deve ser usinado com angulode sa¶³da menor, isto porque a press~ao exercida pelo cavaco sobre a ferramenta se d¶amais pr¶oxima do gume que na usinagem do a»co.

Materiais que s~ao usinados com di¯culdade, deslocam a zona de maior press~ao parapr¶oximo do gume da ferramenta, exigindo um menor angulo de sa¶³da, como porexemplo: ferro fundido e suas ligas, a»co inoxid¶avel, a»cos r¶apidos e a»cos ferramentarecozidos etc.

{ O angulo de sa¶³da altera a dire»c~ao da press~ao de corte pois esta ¶e perpendicular asuperf¶³cie de sa¶³da. Pode-se ent~ao controlar a ¶area da se»c~ao resistente pela altera»c~aodo angulo de sa¶³da °.

Materiais que geram um excesso de calor na usinagem, necessitam um angulo desa¶³da pequeno para facilitar a dissipa»c~ao de calor e impedir que a temperaturapr¶oxima ao gume se aproxime da temperatura de amolecimento do material daferramenta.

As ferramentas de a»co r¶apido admitem um angulo de sa¶³da maior do que as ferra-mentas de metal duro.

² Angulo da cunha ¯ { ¶e o angulo entre a superf¶³cie de folga e a superf¶³cie de sa¶³da,medido no plano de medida da cunha cortante.

®+ ¯ + ° = 90o


IV Materiais para Ferramentas de Corte

Os principais tipos de materiais usados s~ao:

A»cos-carbono para ferramentas | s~ao a»cos que tem de 0,8 a 1,5 % de carbono e como aparecimento dos a»cos r¶apidos, seu uso se reduziu a fabrica»c~ao de ferramentassimples de reparo e manuten»c~ao que ser~ao utilizadas poucas vezes ou para usinagemde materiais \macios" como lat~ao e ligas de alum¶³nio.

Suas vantagens s~ao o pre»co baixo, facilidade de usinagem, tratamento t¶ermico sim-ples, boa resistencia ao desgaste e boa tenacidade.

Sua principal desvantagem ¶e a perda de dureza para temperaturas em torno de250oC.

A»cos r¶apidos | s~ao a»cos adicionados de tungstenio, cromo e van¶adio, o mais comum¶e o a»co r¶apido 18-4-1, ou seja, 18 % W, 4 % Cr, 1 % V, ¶e fabricado no Brasil pelaVillares com a denomina»c~ao VW-Super.

Devido ao menor pre»co do molibdenio, os a»cos r¶apidos onde o tungstenio ¶e total ouparcialmente substitu¶³do pelo molibdenio dominam atualmente o mercado.

A principal vantagem dos a»cos r¶apidos sobre os a»cos ferramenta ¶e a de manterema dureza para temperaturas at¶e 600oC, o que permite velocidades de corte bemmaiores e que justi¯ca o seu nome ser a»co r¶apido.

Suas desvantagens s~ao o pre»co elevado e o tratamento t¶ermico complexo exigindotemperaturas em torno de 1300oC.

A»cos r¶apidos com cobalto | a adi»c~ao de cobalto aumenta a dureza a quente e aresistencia ao desgaste, mas resulta em uma menor tenacidade.

Metal duro | originalmente era composto de carboneto de tungstenio WC e cobaltocomo elemento ligante, uma composi»c~ao t¶³pica ¶e de 81 % de tungstenio, 6 % decarbono e 13 % de cobalto.

S~ao obtidos por sinteriza»c~ao da mistura dos p¶os de carboneto de tungstenio e cobaltopreviamente compactada.

Apresentam alt¶³ssima dureza, at¶e cerca de 1000oC e tem excelente condutibilidadet¶ermica. Nesta composi»c~ao s~ao ideais para a usinagem de ferro fundido e metais n~aoferrosos, mas s~ao pobres na usinagem do a»co devido ao forte atrito entre a superf¶³ciede sa¶³da da ferramenta e o cavaco de a»co, o que gera uma cratera na superf¶³cie daferramenta.

Adicionando-se carboneto de titanio TiC e carboneto de tantalo TaC se reduz oatrito entre a ferramenta e o cavaco, possibilitando a usinagem do a»co.

Tradicionalmente os metais duros s~ao divididos em tres grupos de aplica»c~ao:

² Grupo P - simbolizado pela cor azul, basicamente para a usinagem de a»co emateriais de cavaco comprido. ¶E composto por: WC, TiC e TaC.

² Grupo M - simbolizado pela cor amarela, ¶e de uso universal em condi»c~oessatisfat¶orias.

² Grupo K - simbolizado pela cor vermelha, basicamente para a usinagem defofo, materiais n~ao ferrosos e n~ao met¶alicos (madeira).


Ligas fundidas (Estelita) | s~ao ligas obtidas por fundi»c~ao e constitu¶³das de grandespor»c~oes de tungstenio (10 a 18 %), cromo (30 a 33 %) e cobalto (38 a 53 %) e ondeo ferro aparece somente em pequenas por»c~oes (3 %).

Possuem elevada dureza a quente e podem trabalhar em temperaturas de 700oC a800oC. Aquecido a temperaturas extremas o material amolece, mas volta a durezaoriginal quando esfriado, o que o distingue do a»co r¶apido. As ligas fundidas temqualidades intermedi¶arias entre o a»co r¶apido e o metal duro.

Ceramica | ¶e obtida atrav¶es da sinteriza»c~ao do ¶oxido de alum¶³nio Al2O3 puro ou com-posto com ¶oxido de sil¶³cio, de magn¶esio, de cromo ou de n¶³quel.

Permite a utiliza»c~ao de velocidades de corte de 4 a 5 vezes maiores do que as empre-gadas com metal duro. Em trabalhos de acabamento de pe»cas fundidas, tem sidousado velocidades de 2000 m/min com profundidade de corte de 1 mm e avan»co de0,1 mm/rot.

Devido µas altas velocidades, s~ao necess¶arias grandes potencias para usinagem eportanto as m¶aquinas-ferramentas s~ao muito mais exigidas.

Sendo a ceramica um isolante e portanto um mau condutor de calor ¶e muito sens¶³vela varia»c~oes bruscas de temperatura, por esta raz~ao n~ao se recomenda o emprego de°uido de corte.


V For»cas e Potencias de Usinagem

V.1 For»cas de Usinagem

For»ca de usinagem Pu { ¶e a for»ca total que atua sobre uma cunha cortante durante ausinagem.

For»ca ativa Pt { ¶e a proje»c~ao da for»ca de usinagem sobre o plano de trabalho, sendoesta a for»ca que contribui efetivamente para o trabalho de usinagem.

For»ca passiva Pp { ¶e a proje»c~ao da for»ca de usinagem sobre uma dire»c~ao perpendicularao plano de trabalho.

For»ca de avan»co Pa { ¶e a proje»c~ao da for»ca de usinagem, segundo a dire»c~ao de avan»co.

For»ca de apoio Pap { ¶e a proje»c~ao da for»ca de usinagem segundo a dire»c~ao perpendiculara dire»c~ao de avan»co situada no plano de trabalho.

Valem as seguintes rela»c~oes gerais:

Pu =qP 2t + P 2

p

Pt =qP 2a + P 2

ap

For»ca de Corte Pc { ¶e a proje»c~ao da for»ca de usinagem segundo a dire»c~ao de corte.

² No torneamento: Pc = Pap

For»ca efetiva de corte Pe { ¶e a proje»c~ao da for»ca de usinagem segundo a dire»c~ao efetivade corte.

V.2 Potencias de Usinagem

Potencia de corte Nc { ¶e o produto da for»ca de corte Pc pela velocidade de corte v.

Nc =Pc : v

60 : 75[CV]

onde Pc ¶e dado em Kgf e v em m=min.


Potencia de avan»co Na { ¶e o produto da for»ca de avan»co pela velocidade de avan»co.

Na =Pa : va

1000 : 60 : 75[CV]

onde Pa ¶e dado em Kgf e va em mm=min.

Potencia efetiva de corte Ne { ¶e o produto da for»ca efetiva de corte pela velocidadeefetiva de corte. ¶E portanto igual µa soma das potencias de corte e de avan»co.

Ne = Na +Nc

Ne =Pe : ve60 : 75

[CV]

onde Pe ¶e dado em Kgf e ve em m=min.

V.3 Potencia fornecida pelo motor

A potencia de corte difere da potencia fornecida pelo motor devido as perdas por atritoque ocorrem nos mancais, engrenagens, sistemas de refrigera»c~ao e lubri¯ca»c~ao, sistemasde avan»co etc.

A potencia de avan»co embora seja uma parcela utilizada na opera»c~ao de corte, notorneamento ¶e usualmente t~ao pequena que ¶e mais pr¶atico inclu¶³-la na parcela de perdas.

O rendimento da m¶aquina ¶e:

´ =Nc

Nm

onde Nm ¶e a potencia do motor e ´ varia usualmente de 60 % a 80 %.

V.4 Press~ao espec¶³¯ca de corte { ks

A for»ca (principal) de corte pode ser expressa pela rela»c~ao:

Pc = ks : S [Kgf]

sendo ks [Kgf=mm2] a press~ao espec¶³¯ca de corte, isto ¶e, a for»ca de corte por unidade de¶area de se»c~ao de corte, e S [mm2=dente] a ¶area da se»c~ao de corte:

S = p : ac ou S = b : h

A press~ao espec¶³¯ca de corte ks ¶e obtida experimentalmente e baseado nos resultadosexperimentais foram propostas diversas f¶ormulas relacionando a press~ao espec¶³¯ca de cortecom as diversas grandezas que a in°uenciam.


V.4.1 Press~ao espec¶³¯ca de corte segundo a ASME

ks =Caan

onde Ca ¶e uma constante caracter¶³stica do material da pe»ca (ver tabela V.3, p¶agina176/177 do Dino Ferraresi) e a ¶e o avan»co, sendo:

² para tornear pe»cas de a»co, n = 0; 2

² para tornear pe»cas de fofo, n = 0; 3

V.4.2 Press~ao espec¶³¯ca de corte segundo a AWF

ks =Cwa0;477

onde Cw ¶e uma constante caracter¶³stica do material da pe»ca (ver tabela V.3, p¶agina176/177 do Dino Ferraresi).

V.4.3 Press~ao espec¶³¯ca de corte segundo Kronenberg

ks =Cks :

³G5

´g

Sf

onde Cks ¶e uma constante caracter¶³stica do material da pe»ca e do angulo de sa¶³da °e (vergr¶a¯co, p¶agina 180 para pe»cas de a»co e p¶agina 181 para pe»cas de ferro fundido), S ¶e a¶area da se»c~ao de corte e G ¶e o ¶³ndice de esbeltez do cavaco:

G =p

a

a2 > a1 G1 > G2

Substituindo ks na for»ca de corte Pc:

Pc = Cks :³G

5

´g: S(1¡f)

e de¯nindo:

F1 = S(1¡f ) ; F2 =³G

5

´g

se obtem:

Pc = Cks : F1 : F2 [Kgf]

Para o torneamento de pe»cas de a»co:

F1 = S0;803 ; F2 =³G

5

´0;16

Para o torneamento de pe»cas de ferro fundido:

F1 = S0;863 ; F2 =³G

5

´0;12


V.4.4 Press~ao espec¶³¯ca de corte segundo Kienzle

ks =ks1hz

onde Ks1 ¶e uma constante espec¶³¯ca do material para uma se»c~ao de corte de 1 mm decomprimento por 1 mm de espessura.

Substituindo ks na for»ca de corte Pc:

Pc = Ks1 : h(1¡z) : b

sendo Ks1 e (1¡ z) valores tabelados em fun»c~ao do material (ver tabela V.4, p¶agina 187do Dino Ferraresi), e obtidos em ensaios experimentais onde foram usados os seguintesangulos de sa¶³da:

² °k = 6o para tornear pe»cas de a»co

² °k = 2o para tornear pe»cas de fofo

Para usinagens em que o angulo de sa¶³da usado n~ao coincida com o angulo de Kienzle,deve ser feita a seguinte corre»c~ao no valor da for»ca de corte:

P 0c = Pch

1 ¡ (° ¡ °k) :1; 5

100

i


Exemplo: Deseja-se tornear um eixo de a»co ABNT 1035 com 100 mm de diametroreduzindo-o para 92 mm, s~ao usados avan»co 0; 56 mm=volta e rota»c~ao 320 rpm.Para uma ferramenta de metal duro P20, com os angulos: Â = 60o, ® = 6o, ° = 15o,¸ = 0o e r = 1; 5 mm, calcule a potencia de corte segundo Kienzle.(p¶ag 188)

Solu»c~ao: Pela tabela V.4, tem-se para o a»co St 50.11 equivalente ao ABNT 1035:

ks1 = 199 (1¡ z) = 0; 74

A espessura e largura de corte valem respectivamente:

h = a : sen Â = 0; 56 : sen 60o = 0; 486 mm

b =p

sen Â=

4

sen 60o= 4; 62 mm

A for»ca de corte segundo Kienzle, resulta:

Pc = ks1 : h(1¡z) : b = 199 : 0; 4860;74 : 4; 62 = 539 Kgf

Fazendo a corre»c~ao devido ao angulo °:

P 0c = Pch

1¡ (° ¡ °k) :1; 5

100

i= 539

h1¡ (15¡ 6) :

1; 5

100

i

P 0c = 466 Kgf

A velocidade de corte no diametro externo ¶e dada por:

v =¼ : d : n

1000=¼ : 100 : 320

1000¼ 100 m=min

Logo, a potencia de corte ser¶a:

Nc =Pc : v

60 : 75=

466 : 100

60 : 75= 10; 35 CV


VI Desgastes da Ferramenta

N~ao existe material para ferramenta que n~ao se desgaste ap¶os um per¶³odo de trabalho,sob a a»c~ao das press~oes de contato com a pe»ca e escorregamento do cavaco sob altastemperaturas.

O desgaste ou falha de uma ferramenta pode se dar em tres situa»c~oes:

² lascamento do gume

² marca de desgaste

² cratera

O lascamento do gume ocorre geralmente devido a varia»c~oes bruscas de temperaturaou sobrecarga na ferramenta, como as que ocorrem no corte interrompido. Nesta situa»c~ao,o gume se quebra formando superf¶³cies ¶asperas e irregulares, impr¶oprias µa usinagem.

A marca de desgaste se d¶a na superf¶³cie de folga devido ao atrito entre a ferramentae a pe»ca. A largura de desgaste Il expressa o grau de desgaste de uma ferramenta e ¶e ocrit¶erio mais usado para a determina»c~ao do ¯m da vida de uma ferramenta.

A cratera se forma na superf¶³cie de sa¶³da devido ao escorregamento do cavaco sobrea ferramenta. ¶E de¯nida pela profundidade de cratera Cp, largura de cratera Cl e peladistancia do centro da cratera µa aresta de corte Cd.

A aresta posti»ca de corte ¶e formada de part¶³culas do material usinado que se soldam nasuperf¶³cie de sa¶³da da ferramenta e devido ao forte encruamento das part¶³culas do materialque a constituem, desempenha o papel de aresta cortante, modi¯cando o mecanismo deforma»c~ao do cavaco.

A aresta posti»ca de corte protege a superf¶³cie de sa¶³da da ferramenta contra o desgastede cratera e, ao contr¶ario, favorece o desgaste da superf¶³cie de folga.

No passado recomendava-se que as condi»c~oes de usinagem fossem tais que favorecessema forma»c~ao da aresta posti»ca. Hoje, sabe-se que esta deve ser evitada, devido ao p¶essimoacabamento super¯cial que provoca, al¶em da redu»c~ao da vida da ferramenta.


VII Velocidade ¶Otima de Corte

Para determinadas condi»c~oes de usinagem, tais como avan»co, profundidade de corte, geo-metria da ferramenta, pode-se construir curvas que relacionem o desgaste da ferramentacom a velocidade de corte e o tempo de trabalho, sendo usado neste caso o parametro dedesgaste que for mais signi¯cativo para a determinada opera»c~ao. (p¶ag. 457)

Por exemplo, a varia»c~ao do desgaste Il , em fun»c~ao do tempo, para diferentes veloci-dades de corte:

Fixando um valor de desgaste para o qual a ferramenta dever¶a ser a¯ada, por exemplo,Il = 0; 8 mm, se constr¶oi a chamada curva de vida da ferramenta, que relaciona o tempode trabalho com a velocidade de corte:

Segundo Taylor, a rela»c~ao entre o tempo de vida da ferramenta e a velocidade de cortepode ser expressa pela seguinte equa»c~ao:

T:vxT = K

ou

vT :Ty = C

onde x, y = 1=x, K e C = K1=x s~ao parametros que variam de acordo com o material daferramenta e da pe»ca, e com as condi»c~oes de usinagem (avan»co e profundidade de corte,angulos da ferramenta, °uido refrigerante e tipo de corte, se interrompido ou n~ao).


As velocidades de corte calculadas pela equa»c~ao de Taylor s~ao chamadas velocidades¶otimas de corte.

Se a vida T da ferramenta for especi¯cada visando a economia do processo tem-se avelocidade economica de corte. Se por outro lado a vida T for determinada tendo emvista maximizar a produ»c~ao, obtem-se a chamada velocidade de m¶axima produ»c~ao.

Exemplo | Dobrando a velocidade de corte de quanto ir¶a variar percentualmente a vidada ferramenta.

Escrevendo a f¶ormula de Taylor para duas velocidades de corte diferentes:

v1T :T

y1 = C

v2T :T

y2 = C

e resolvendo se obtem:

T2

T1

=µv1T

v2T

¶ 1y

=µ

1

2

¶ 1y

Os valores m¶edios do expoente y s~ao:

² para metal duro | y = 0; 3

² para a»co r¶apido | y = 0; 15

Logo, quando se trabalha com metal duro a vida ¯ca reduzida aproximadamente ad¶ecima parte:

T2

T1

= 0; 51

0;3 ¼ 0; 1

Para a»co r¶apido a redu»c~ao ¶e ainda mais dr¶astica, sendo da ordem de um cent¶esimo:

T2

T1

= 0; 51

0;15 ¼ 0; 01

A f¶ormula simpli¯cada de Taylor ¶e aplicada para as condi»c~oes de usinagem nas quaisos parametros x e K foram obtidos. Mudando a forma da se»c~ao de corte, isto ¶e, variandoo avan»co e a profundidade de corte, os coe¯cientes x e K variar~ao.

A tabela X.3, p¶agina 466, do Dino Ferraresi, fornece os valores para os coe¯cientes ye C para alguns tipos de a»co. A tabela X.4, p¶agina 468, do Dino Ferraresi, apresenta osvalores de y e C para a usinagem de ferro fundido com pastilha de metal duro, com ¶areada se»c~ao de corte S = 0; 645 mm2, desgaste da superf¶³cie de folga Il = 0; 76 mm e vidada ferramenta de 60 minutos.

A tabela X.5, apresenta valores m¶edios para o coe¯ciente y de alguns tipos de materiais.


VII.1 Velocidade ¶otima segundo a AWF

Levando em considera»c~ao a varia»c~ao na ¶area da se»c~ao de corte, a AWF propos a seguinteforma para o c¶alculo da velocidade de corte:

vT =Cv

s1z :³T60

ý

sendo Cv e z obtidos para trabalho com a»co r¶apido sem °uido de corte e para uma vidade 60 minutos (ver tabela X.11, p¶agina 478, do Dino Ferraresi).

VII.2 Velocidade ¶otima segundo a ASTME

Para o a»co:

vT =C 0

a0;42 : p0;14

µ60

T

¶y

Para o ferro fundido:

vT =C 0

a0;30 : p0;10

µ60

T

¶y

onde C 0 ¶e uma constante que varia em fun»c~ao do material (ver tabela X.12, p¶agina 479,do Dino Ferraresi).

VII.3 Velocidade ¶otima pela f¶ormula de Kronenberg

O pesquisador Kronenberg propos a seguinte f¶ormula com o objetivo de uni¯car os diversoscrit¶erios:

vT =Co :

³p

5:a

´g

(p:a)f :³T60

ý

A tabela X.13, p¶agina 482 do Dino Ferraresi, apresenta os valores dos coe¯cientes Co,g, f e y obtidos em ensaios feitos pela ASME utilizando ferramenta de a»co r¶apido, comangulos: ® = 6o, ° = 16o, ¸ = 0o, Â = 70o, raio de ponta r = 6; 35 mm, e crit¶erio dedesgaste na superf¶³cie de folga, Il = 0; 75 mm.

Para ferramenta de metal duro deve ser feita a seguinte corre»c~ao:

² Co = 3; 5 : Co , sendo y = 0; 15 para o a»co e y = 0; 13 para o fofo.

A tabela X.14, p¶agina 484 do Dino Ferraresi, apresenta os resultados obtidos emensaios realizados pela AWF para ferramentas de a»co r¶apido e metal duro, com angulode posi»c~ao Â = 45o, angulo de inclina»c~ao ¸ variando de 0o a ¡8o, sendo que para metaisleves e pl¶asticos foi usado ¸ variando entre ¡5o e ¡10o, o raio de ponta r variou entre0; 5 e 2 mm dependendo do avan»co utilizado. Para profundidades de corte maiores que5 mm, se recomenda a redu»c~ao da velocidade em 10 % a 20 %.


VII.4 Velocidade ¶otima segundo Opitz

A tabela X.15, p¶agina 486 do Dino Ferraresi, apresenta os coe¯cientes x e K para af¶ormula simpli¯cada de Taylor, T : vxT = K , segundo os ensaios realizados por H. Opitz.

² Para ferramenta de metal duro foram utilizados como crit¶erios de desgaste: Il = 0; 8a 1 mm e K = Cp=Cd = 0; 3.

² Para ferramenta de a»co r¶apido o crit¶erio usado foi o da destrui»c~ao da aresta cortante,fato que ocorre quando a temperatura na aresta ¶e superior a 600oC, e que acontecequando h¶a um aumento no desgaste da superf¶³cie de sa¶³da, gerando mais calor. Adureza da aresta cai rapidamente at¶e a sua destrui»c~ao.

Os angulos usados nos experimentos foram: ® = 6o a 8o, ° = 6o a 10o, Â = 45o, ¸ = 6o

a 8o, sendo para o alum¶³nio e para o cobre ¸ = 0o a ¡4o.

{ Os valores da tabela X.15 s~ao v¶alidos para profundidades de corte entre 2 mm e 7 mm.

{ Para um mesmo avan»co os coe¯cientes x1 e K1 s~ao para uma vida T · 240 min e oscoe¯cientes x2 e K2 para uma vida T > 240 min.

{ Para cada avan»co, os dois valores de v, x1, x2, K1, K2, limitam a faixa de varia»c~ao paraos mesmos.

VII.5 In°uencia do angulo de posi»c~ao na velocidade ¶otima

Quando o angulo de posi»c~ao Â usado na usinagem difere do angulo usado para a deter-mina»c~ao dos coe¯cientes da f¶ormula de Taylor, deve-se corrigir o valor da velocidade ¶otimaatrav¶es da seguinte express~ao:

vT (Â) =µ

sen Âosen Â

¶2g

vT (Âo)

sendo Âo o angulo de posi»c~ao usado na determina»c~ao dos coe¯cientes de Taylor e g obtidonas tabelas X.13 e X.14.

Desta forma, pode-se corrigir os valores das velocidades ¶otimas obtidas pela f¶ormula deKronenberg, segundo os coe¯cientes dados pelos ensaios da ASME (tabela X.13), usandoa seguinte express~ao:

vT (Â) =µ

sen 70o

sen Â

¶2g

vT (70o)

E da mesma forma, corrigir os valores das velocidades ¶otimas obtidas pela f¶ormulade Kronenberg, segundo os ensaios da AWF (tabela X.14) e de Opitz (tabela X.15), pelaseguinte express~ao:

vT (Â) =µ

sen 45o

sen Â

¶2g

vT (45o)


VIII Determina»c~ao da Profundidade de Corte e do

Avan»co

O avan»co tem um efeito muito mais signi¯cativo sobre o acabamento do que a profun-didade de corte. Um bom acabamento exige um avan»co pequeno, o que por outro ladoaumenta os custos de a¯a»c~ao e os gastos com energia.

¶E comum se fazer a usinagem em passes, sendo um ou mais de desbaste e um deacabamento onde o avan»co ¶e pequeno. A grosso modo adota-se:

² G = 10 para o desbaste, com p ¸ 2; 0 mm e Ra ¸ 2; 0 ¹m , sendo:

G =p

a) a =

p

10

² G = 5 para o acabamento, com p < 2; 0 mm e Ra < 2; 0 ¹m , sendo:

G =p

a) a =

p

5

De acordo com o sobremetal dispon¶³vel para a usinagem, faz-se a divis~ao do n¶umerode passes:

² usinagem em dois passes:

{ p1 = 0; 6 : p ! desbaste

{ p2 = 0; 4 : p ! acabamento

² usinagem em tres passes:

{ p1 = 0; 45 : p ! desbaste

{ p2 = 0; 30 : p ! semi-acabamento

{ p3 = 0; 25 : p ! acabamento

{ A tabela II.1, p¶agina 39 do Dino Ferraresi fornece as condi»c~oes para o torneamento commetal duro para diversos materiais. Segundo a varia»c~ao da profundidade de corte edo avan»co, tem-se as seguintes se»c~oes de corte:

p a G = p=a S = p:a tipo de opera»c~ao0,5 0,1 5 0,05 acabamento3,0 0,3 10 0,9 desbaste leve6,0 0,6 10 3,6 desbaste m¶edio10,0 1,5 6,7 15,0 desbaste pesado> 10; 0 > 1; 5 | > 15; 0 desbaste extra-pesado

{ Pelo gr¶a¯co 10.18, na p¶agina 500 do Dino Ferraresi, para trabalhos normais usandopastilhas soldadas, pode-se obter a seguinte rela»c~ao:

a = 0; 2656 : p0;3181


{ Para a obten»c~ao de um determinado acabamento super¯cial usa-se arredondar a pontada ferramenta fazendo a concordancia entre as arestas principal e lateral de corte.

Para ferramentas de a»co r¶apido recomenda-se usar o maior entre os seguintes valores:

² quatro vezes o avan»co ! 4 : a

² um quarto da profundidade de corte ! p=4

r = maxf (4:a) ; (p=4) g

Para metal duro toma-se aproximadamente a metade do valor recomendado para oa»co r¶apido.

{ Para pe»cas que tenham a rugosidade super¯cial especi¯cada, usa-se a seguinte aproxi-ma»c~ao:

a ¼sRa : r

40

Ra em [¹m]

r em [mm]

² v¶alida para opera»c~oes de acabamento, onde Ra · 3; 0 ¹m


IX Condi»c~oes Economicas de Usinagem

IX.1 Tempos de Usinagem

Para a determina»c~ao das condi»c~oes economicas de usinagem ¶e necess¶ario se conhecer cadaum dos tempos envolvidos na fabrica»c~ao de um determinado lote de pe»cas.

i) tc = tempo de corte | ¶e o tempo em que ocorre a remo»c~ao efetiva do material emcada pe»ca do lote.

Este tempo pode ser calculado a partir da velocidade de avan»co e do percurso deavan»co:

tc =lava

=laa:n

[min] (1)

Sendo:

n =1000:v

¼:d[rpm] (2)

Se obtem:

tc =la:¼:d

1000:a:v[min] (3)

onde o percurso de avan»co ¶e dado por (¯gura 1):

la = l +p

tg Â[mm] (4)

Figura 1. Percurso de avan»co para opera»c~ao em um passe

Para opera»c~oes em v¶arios passes (¯gura 2):

tc =X

j

tcj (5)

para cada passe j:

laj = lj +pjtg Â

[mm] (6)


tcj =laj :¼:dj

1000:aj:vj[min] (7)

Figura 2. Percurso de avan»co para opera»c~ao em v¶arios passes

ii) tf = tempo devido µa ferramenta | ¶e o tempo gasto com a a¯a»c~ao e a troca daferramenta.

S~ao portanto de dois tipos:

² tft = tempo de troca da ferramenta { ¶e o tempo gasto com a remo»c~ao da ferramentade seu suporte para a a¯a»c~ao ou substitui»c~ao e a sua recoloca»c~ao e ajustagem nosuporte ap¶os a¯a»c~ao.

² tfa = tempo de a¯a»c~ao da ferramenta { ¶e o tempo gasto durante a a¯a»c~ao. Ser¶anulo quando a ferramenta for substitu¶³da por outra nova ou por uma ferramentapreviamente a¯ada.

O n¶umero de trocas ou a¯a»c~oes da ferramenta nt para a usinagem de um lote de Zpe»cas ser¶a:

nt =Z:tcT

=tempo de corte para todo o lote

vida da ferramenta(8)

Portanto, o tempo gasto com a a¯a»c~ao e troca da ferramenta para todo o lote ser¶a:

nt:tf = nt (tft + tfa) =Z:tcT

(tft + tfa) (9)

Usando a f¶ormula de Taylor:

T =K

vx(10)

Substituindo T e tc se obtem:

nt:tf = Zla:¼:d

1000:a:v

µvx

K

¶(tft + tfa) = Z

la:¼:d:vx¡1

1000:a:K(tft + tfa) (11)


iii) tempos improdutivos:

² ts = tempo secund¶ario { ¶e o tempo gasto em cada pe»ca: na ¯xa»c~ao, naaproxima»c~ao da ferramenta, na mudan»ca de avan»co e rota»c~ao, ao ligar e desligara m¶aquina, na inspe»c~ao e medi»c~ao, na retirada da pe»ca etc.

² tpr = tempo de prepara»c~ao { ¶e o tempo necess¶ario para a prepara»c~ao dam¶aquina-ferramenta para a execu»c~ao de todo o lote de pe»cas, sendo in-dispens¶avel para o in¶³cio do trabalho. Inclui o tempo gasto com a obten»c~aodo material, ferramentas, acess¶orios, gabaritos, desenhos, procedimentos, mon-tagem, execu»c~ao de pe»cas de prova, limpeza da m¶aquina etc.

iv) tt = tempo total | ¶e o tempo necess¶ario para a execu»c~ao de uma pe»ca.

O tempo necess¶ario para a execu»c~ao de todo o lote ¶e dado por:

Z:tt = Z:tc + nt:tf + Z:ts + tpr (12)

sendo:

² Z:tc o tempo de corte para todo o lote,

² nt:tf o tempo gasto com a¯a»c~ao e troca de ferramenta para todo o lote,

² (Z:ts + tpr) o tempo improdutivo para todo o lote.

Assim, o tempo total para execu»c~ao de uma pe»ca ser¶a:

tt = tc +nt:tfZ

+ ts +tprZ

(13)

IX.2 Velocidade de Corte para M¶axima Produ»c~ao

Admitindo-se ¯xas todas as condi»c~oes de usinagem, inclusive o avan»co e a profundidadede corte, e deixando como ¶unica vari¶avel a velocidade de corte, pode-se construir o gr¶a¯coa seguir, onde se observa que o tempo total para execu»c~ao de uma pe»ca tem um m¶³nimo:

Figura 3. Varia»c~ao do tempo total em fun»c~ao da velocidade de corte


Assim, derivando a express~ao do tempo total em rela»c~ao a velocidade de corte v eigualando a zero, se obtem:

dttdv

= ¡ la:¼:d

1000:a:v2+ (x¡ 1)

la:¼:d

1000:a:Kvx¡2 (tft + tfa) = 0 (14)

ou ainda:

¡ 1

v2+

(x¡ 1) (tft + tfa)

Kvx¡2 = 0 (15)

Logo a velocidade para m¶axima produ»c~ao ¶e:

vmax = x

sK

(x¡ 1) (tft + tfa)(16)

Substituindo vmax na f¶ormula de Taylor se obtem a vida da ferramenta para m¶aximaprodu»c~ao:

Tvmax = (x¡ 1) (tft + tfa) =K

vxmax(17)

IX.3 Velocidade Economica de Corte

¶E a velocidade tal que o custo de fabrica»c~ao seja m¶³nimo. Para determin¶a-la ¶e necess¶ariocalcular os custos de produ»c~ao.

Para cada pe»ca fabricada tem-se o seguinte custo:

Cp = Cc + Cuf + Cum + Cus (18)

onde

² Cp ¶e o custo de produ»c~ao ou custo total de fabrica»c~ao.

² Cc ¶e o custo que independe da velocidade de usinagem, e ¶e proporcional ao n¶umerode pe»cas fabricadas. Inclui o custo da mat¶eria-prima, energia el¶etrica, manuten»c~ao,controle de qualidade etc.

² Cuf ¶e o custo das ferramentas por pe»ca fabricada.

² Cum ¶e o custo da m¶aquina, onde se leva em considera»c~ao a deprecia»c~ao da m¶aquinae de seus acess¶orios ao longo do tempo, ou se for o caso, o aluguel do equipamentoetc.

² Cus ¶e o custo da m~ao de obra, onde s~ao considerados os gastos com sal¶arios, inde-niza»c~oes, f¶erias, grati¯ca»c~oes, 13o sal¶ario etc.

Deste modo, de¯ne-se:

Cus = ttSh60

(19)

Cum = ttSm60

(20)

onde


² tt ¶e o tempo total para confec»c~ao de uma pe»ca (em minutos),

² Sh ¶e o valor do sal¶ario mais as sobre-taxas por hora (R$/h),

² Sm ¶e o custo total da m¶aquina por hora (R$/h)

O custo da ferramenta por pe»ca ser¶a dado por:

Cuf =CfTZT

= CfTtcT

(21)

onde

² ZT ¶e o n¶umero de pe»cas usinadas durante a vida T da ferramenta,

² tc ¶e o tempo de corte e

² CfT ¶e o custo da ferramenta por vida T .

No caso de ferramentas de a»co r¶apido ou ferramentas com pastilhas soldadas, tem-se:

CfT =(Vfi ¡ Vff) + Cfa:na

na + 1(22)

onde

² Vfi ¶e o valor inicial da ferramenta

² Vff ¶e o valor ¯nal da ferramenta

² Cfa ¶e o custo por a¯a»c~ao da ferramenta

² na ¶e o n¶umero de a¯a»c~oes da ferramenta

² (na + 1) ¶e o n¶umero de vidas da ferramenta.

No caso de ferramentas com pastilhas intercambi¶aveis tem-se:

CfT =Vsinfp

+Csns

(23)

onde

² Vsi ¶e o custo do porta ferramenta

² nfp ¶e a vida m¶edia do porta ferramenta, em quantidade de arestas de corte, at¶e asua poss¶³vel inutiliza»c~ao

² Cs ¶e o custo de aquisi»c~ao da pastilha

² ns ¶e o n¶umero de arestas de corte da pastilha


Desta forma, o custo total de fabrica»c~ao por pe»ca ser¶a:

Cp = Cc +tt60

(Sh + Sm) +tcTCfT (24)

Substituindo o tempo total tt se obtem:

Cp = Cc +tc60

(Sh + Sm) +nt:tf60:Z

(Sh + Sm) + (ts +tprZ

)(Sh + Sm)

60+

tcTCfT (25)

Usando a f¶ormula de Taylor:

T =K

vx(26)

Substituindo T , tf e tc se obtem:

Cp = Cc +(Sh + Sm)

60(ts +

tprZ

) + ! constante

+(Sh + Sm)

60:la:¼:d

1000:a:v+ ! inversamente proporcional

+(Sh + Sm)

60:la:¼:d:v

x¡1

1000:a:K(tft + tfa) +

la:¼:d

1000:a:v:vx

KCfT ! exponencial (27)

Considerando na express~ao anterior a velocidade de corte como ¶unica vari¶avel, pode-seconstruir um gr¶a¯co correlacionando as diversas parcelas do custo com a velocidade decorte (¯gura 4).

Figura 4. Varia»c~ao do custo em fun»c~ao da velocidade de corte

Derivando o custo e igualando a zero se obtem o m¶³nimo desta fun»c~ao:

dCpdv

= ¡ (Sh + Sm)

60:

la:¼:d

1000:a:v2+ (x¡ 1)

la:¼:d:vx¡2

1000:a:KCfT +

+ (x¡ 1)la:¼:d:v

x¡2

1000:a:K(tft + tfa)

(Sh + Sm)

60= 0 (28)


ou ainda:

¡ (Sh + Sm)

60:

1

v2+

"CfT + (tft + tfa)

(Sh + Sm)

60

#(x¡ 1)

vx¡2

K= 0 (29)

Logo, a velocidade economica de corte, ou seja, aquela que minimiza o custo ser¶a:

vo = x

vuut K

(x¡ 1)htft + tfa + CfT

60(Sh+Sm)

i (30)

Substituindo vo na f¶ormula de Taylor, se obtem a vida economica da ferramenta:

To = (x¡ 1)

"tft + tfa + CfT

60

(Sh + Sm)

#(31)

IX.4 Intervalo de M¶axima E¯ciencia

Comparando a vida da ferramenta para m¶axima produ»c~ao:

Tvmax = (x¡ 1) (tft + tfa) (32)

com a vida economica da ferramenta:

To = (x¡ 1)

"tft + tfa + CfT

60

(Sh + Sm)

#(33)

se obtem que:

To = Tvmax + (x¡ 1)60

(Sh + Sm)CfT (34)

De¯ne-se o intervalo de m¶axima e¯ciencia como o intervalo compreendido entre asvelocidades de corte de m¶axima produ»c~ao e a velocidade economica da ferramenta, sendosempre desej¶avel que a velocidade de corte utilizada esteja compreendida neste intervalo.

Figura 5. Intervalo de m¶axima e¯ciencia

Para velocidades menores que vo, o custo de produ»c~ao por pe»ca aumenta e a produ»c~aodiminui, para velocidades maiores que vmax a produ»c~ao diminui e o custo aumenta. Por¶em,no intervalo de m¶axima e¯ciencia, para valores crescentes de v a partir de vo haver¶a umaumento do custo por pe»ca e seu correspondente aumento de produ»c~ao.


X Vibra»c~oes em Usinagem

A ocorrencia de vibra»c~oes durante o processo de corte, tamb¶em conhecida por \chatter",¶e um fenomeno que deve sempre ser evitado. Entre os problemas que provoca est~ao:

² o aumento do desgaste da ferramenta,

² a forma»c~ao a imperfei»c~oes na superf¶³cie da pe»ca,

² a gera»c~ao de ru¶³dos nocivos de alta frequencia.

A m¶aquina-ferramenta, a ferramenta de corte e a pe»ca formam um sistema dinamicocomplexo com in¯nitos graus de liberdade. Analisar o comportamento dinamico destesistema ¶e em si uma tarefa dif¶³cil pois o movimento do carro transversal e as modi¯ca»c~oesna forma da pe»ca alteram as caracter¶³sticas dinamicas do sistema continuamente. Outrofator complicador s~ao as °utua»c~oes na for»ca de corte devido µas varia»c~oes inerentes aopr¶oprio processo de corte, produzindo vibra»c~oes do tipo for»cadas.

Em algumas situa»c~oes a vibra»c~ao pode fazer variar o processo de corte de modo queeste forne»ca energia para o sistema mantendo a vibra»c~ao, esta situa»c~ao ¶e conhecida porvibra»c~ao auto excitada ou auto-induzida.


XI Fura»c~ao

A ferramenta mais empregada para a produ»c~ao de furos cil¶³ndricos ¶e a broca helicoidal.A usinagem de furos com brocas ¶e basicamente uma opera»c~ao de desbaste, sendo uti-

lizado em seguida a esta, outras opera»c~oes para conferir as caracter¶³sticas de acabamentoe precis~ao requeridas.

As brocas helicoidais s~ao compostas por:

² haste { ¶e usada para ¯xar a broca µa m¶aquina e pode ser cil¶³ndrica ou conica. Asbrocas de haste conica s~ao padronizadas para diametros de 3 a 100 mil¶³metros,sendo as hastes conicas normalizadas e constru¶³das em 6 tamanhos. A tabela aseguir, apresenta o cone Morse associado a cada diametro da broca.

Cone Morse Diametro das Brocas [mm]1 D · 142 14 < D · 23; 023 23; 02 < D · 31; 754 31; 75 < D · 50; 85 50; 8 < D · 76; 26 D > 76; 2

As brocas de hastes cil¶³ndricas s~ao padronizadas para diametros de 0,2 a 20 mil¶³me-tros para a s¶erie normal, enquanto que para a s¶erie extra curta estes diametrospodem chegar a 40 mil¶³metros.

² canais helicoidais { destinados a promover a remo»c~ao dos cavacos, s~ao inclinados doangulo de h¶elice Á determinado em fun»c~ao do tipo de material a usinar.

Material a furar Angulo da h¶elice Á

Ferro Fundido, Ferro Fundido Male¶avel,A»co, A»co Forjado, A»co Manganes ¼ 30o

Materiais com tenacidade e dureza normais { Tipo NAlum¶³nio, Cobre, Chumbo, ZincoMateriais moles e/ou de cavaco longo { Tipo W ¼ 40o

Lat~ao, Bronze, Bronze DuroM¶armore, Ebonite-Baquelite ¼ 15o

Materiais duros e fr¶ageis e/ou de cavaco curto { Tipo H

O angulo da h¶elice Á coincide com o angulo lateral de sa¶³da °x medido na ponta decorte ou na periferia da broca.

² duas arestas principais { vistas de frente s~ao aproximadamente paralelas entre si evistas de lado formam o angulo de ponta ¾, cujo valor varia com o material a serusinado. Veja a tabela a seguir.

² aresta transversal { situada na ponta da broca, liga as duas arestas principais, seucomprimento ¶e o do diametro da alma (n¶ucleo da broca), situa-se em torno de 20%de diametro da broca.


Material Tipo de broca Angulo de ponta ¾A»co com baixa resistencia N 118o

A»co liga de alta resistencia N 130o

Ferro fundido N 118o (90o)Alum¶³nio, cobre, metais leves de cavaco longo W 140o

Bronze duro, m¶armore,pl¶asticos duros, ebonite-baquelite H 118o

A aresta transversal trabalha em p¶essimas condi»c~oes: velocidade de corte muito baixa,angulo de sa¶³da negativo, sendo respons¶avel por grande parte do esfor»co consumido noavan»co da ferramenta, deve por isso ser mantida o menor poss¶³vel.

Algumas a¯a»c~oes especiais s~ao utilizadas:

² redu»c~ao da aresta transversal { ¶e reti¯cada uma reentrancia na ponta da broca,reduzindo a aresta transversal. (Formato A)

² corre»c~ao do angulo de sa¶³da com redu»c~ao da aresta transversal { ¶e reti¯cada umacanaleta que simultaneamente corrige o angulo de sa¶³da e reduz a aresta transversal.(Formato B)

² a¯a»c~ao cruzada { ¶e reti¯cado um plano inclinado nas superf¶³cies de folga, elimi-nando parcial ou totalmente a aresta transversal. Este tipo de a¯a»c~ao ¶e usadoprincipalmente em brocas para furos profundos, devido ao seu efeito autocentrante.(Formato C)

² a¯a»c~ao com angulo de ponta duplo { ¶e muito usado na fura»c~ao de ferro fundidocinzento. (Formato D)

² a¯a»c~ao com ponta de centrar { ¶e utilizada na fura»c~ao de chapas, onde a espessura¶e menor que duas vezes o diametro. (Formato E)


A maioria das brocas atualmente s~ao fabricadas em a»co r¶apido. Somente para brocasde uso espor¶adico ou fura»c~ao de madeira se usa o a»co ferramenta.

As brocas com pastilhas de metal duro soldadas, tem sido muito usadas na usinagemde concreto, ceramicas e n~ao met¶alicos, ferros fundidos duros e a»co de usinagem dif¶³cil,como os inoxid¶aveis.

Para melhorar as condi»c~oes de corte em furos profundos, s~ao usadas brocas com canaisque levam o °uido de corte at¶e a ponta da ferramenta, refrigerando as arestas de corte eremovendo os cavacos no retorno do °uido pelos canais helicoidais.

Com o objetivo de se aumentar a produ»c~ao s~ao utilizadas brocas escalonadas, quepossuem 2 ou mais diametros, e que podem executar em uma s¶o opera»c~ao a pr¶e-fura»c~ao,fura»c~ao, alargamento e chanframento.

As brocas de centro, usadas para marcar os furos de centro em pe»cas que ser~ao usinadas\entre pontas", s~ao tamb¶em um tipo de broca escalonada, onde s~ao combinados a fura»c~aoe o escareamento.


Anexo IX.1


Anexo IX.2


Anexo IX.3


XI.1 For»cas e momentos na fura»c~ao

Para brocas com a¯a»c~ao normal, do tipo conica, as for»cas e os momentos, que atuam naferramenta podem ser de tres origens:

² a resistencia do material ao corte pelas duas arestas principais.

² a resistencia ao esmagamento e corte do material pela aresta transversal.

² o atrito entre a broca e o furo, e o atrito entre o cavaco e as superf¶³cies de sa¶³da edo furo.

Em termos percentuais a for»ca de avan»co e o momento tor»cor se dividem em:

² For»ca de avan»co - Pa

{ 40 a 50 % devido µas arestas principais

{ 45 a 58 % devido µa aresta transversal

{ 2 a 5 % devido ao atrito

² Momento - Mt

{ 70 a 90 % devido µas arestas principais

{ 3 a 10 % devido µa aresta transversal

{ 5 a 20 % devido ao atrito

XI.2 Momento de tor»c~ao segundo Kienzle

Admite-se que a distribui»c~ao da for»ca de corte ao longo das duas arestas principais sejasim¶etrica e desta forma o momento tor»cor para a fura»c~ao em cheio ser¶a:

Mt = PcD

2(35)


E para a fura»c~ao com pr¶e-fura»c~ao:

Mt = Pc(D + do)

2(36)

Usando a f¶ormula de Kienzle para a for»ca de corte Pc:

Pc = Ks1 : b : h(1¡z) (37)

sendo para a fura»c~ao em cheio:

b =p

sen Â=

D

2 : sen Â(38)

h = ad : sen Â =a

2sen Â (39)

e para a fura»c~ao com pr¶e-fura»c~ao:

b =p

sen Â=

D ¡ do2 : sen Â

(40)

h = ad : sen Â =a

2sen Â (41)

Substituindo Pc na express~ao para o momento tor»cor se obtem, para a fura»c~ao emcheio:

Mt = Ks1

D2

4 : sen Â

³a2

sen Â´(1¡z)

(42)

e para a fura»c~ao com pr¶e-fura»c~ao:

Mt = Ks1(D2 ¡ d2

o)

4 : sen Â

³a2

sen Â´(1¡z)

(43)

os coe¯cientes Ks1 e (1¡ z) da f¶ormula de Kienzle para fura»c~ao em cheio foram obtidospara alguns tipos de a»co por H. Daar e s~ao apresentados na tabela IV. Devido ao car¶atergeral da f¶ormula de Kienzle, podem ser usados os coe¯cientes Ks1 e (1¡ z) obtidos parao torneamento como aproxima»c~ao para a fura»c~ao com pr¶e-fura»c~ao e fura»c~ao em cheio demateriais n~ao tabelados.



XI.3 Momento de tor»c~ao segundo Kronenberg para fura»c~ao emcheio

Kronenberg propos a seguinte forma:

Mt = C1 : Dx : ay (44)

onde D ¶e o diametro da broca e C1, x e y foram tabelados por H. Daar, para algunsmateriais. (tabela V)


XI.4 Momento de tor»c~ao segundo H. Daar para fura»c~ao compr¶e-fura»c~ao

Observando que o erro na aplica»c~ao da f¶ormula de Kienzle era principalmente devido avaria»c~ao do angulo ° na fura»c~ao, H. Daar procurou considerar esta varia»c~ao desenvolvendoa seguinte f¶ormula:

Mt = Co : a1¡zo : D2¡xo : (Dxo ¡ dxoo ) (45)

onde Co , (1¡ zo) , xo podem ser obtidos da tabela X para alguns materiais.


XI.5 For»ca de avan»co segundo Spur para a fura»c~ao em cheio

Spur prop~oe para o c¶alculo da for»ca de avan»co uma f¶ormula que se assemelha a f¶ormulade Kienzle:

Pa = Kn1 : D : h1¡y [Kgf] (46)

onde Kn1 e (1¡ y) s~ao obtidos da tabela VII para alguns materiais.


XI.6 For»ca de avan»co segundo H. Daar para fura»c~ao em cheio

Daar prop~oe uma f¶ormula para a for»ca de avan»co similar a de Kronenberg para o c¶alculodo momento de tor»c~ao:

Pa = C4 : Dx : ay [Kgf] (47)

onde as constantes C4 , x e y s~ao obtidas na tabela VIII.


XI.7 For»ca de avan»co segundo H. Daar para fura»c~ao com pr¶e-fura»c~ao

Daar prop~oe para a for»ca de avan»co uma f¶ormula an¶aloga a do momento de tor»c~ao:

Pa = Bo : a1¡yo : D1¡wo : (Dwo ¡ dwoo ) (48)

sendo Bo , (1¡ yo) e wo obtidos na tabela XIII.


XI.8 Potencia de corte

De forma geral a potencia de corte ¶e dada por:

Nc =Pc : v

60 : 75[CV] (49)

Para a fura»c~ao em cheio:

Pc =2 : Mt

D[Kgf] (50)

Nc =2 : Mt : v

60 : 75 : D[CV] (51)

Para a fura»c~ao com pr¶e-fura»c~ao:

Pc =2 : Mt

D+ do[Kgf] (52)

Nc =2 : Mt : v

60 : 75 : (D + do)[CV] (53)

XI.9 Potencia de avan»co

Quando o movimento de avan»co for dado pela m¶aquina, a potencia de avan»co ser¶a dadapela f¶ormula geral:

Na =Pa : va

1000 : 60 : 75[CV] (54)

XI.10 Potencia do motor

Para m¶aquinas em que o avan»co ¶e acionado pelo motor:

Nm =Nc +Na

´[CV] (55)

onde ´ ¶e o rendimento mecanico do motor e se situa entre 60 e 90 %.

XI.11 Potencia do motor para avan»co manual

Quando o movimento de avan»co for realizado manualmente, a potencia do motor ser¶a:

Nm =Nc

´[CV] (56)

XI.12 Sele»c~ao da velocidade de corte e do avan»co

As tabelas XV e XVI fornecem valores pr¶aticos para fura»c~ao com broca de a»co carbono,a»co r¶apido e metal duro.

O cat¶alogo da SKF fornece valores para velocidade de corte, para usinagem de diversosmateriais, com broca de a»co r¶apido. O avan»co ¶e dado em fun»c~ao do diametro da brocade acordo com as seguintes faixas:


² at¶e 8,0 mm de diametro:

a = 0; 025 : D : M (57)

² de 8,00 mm at¶e 20,0 mm de diametro:

a = (0; 0125 : D + 0; 1) : M (58)

² acima de 20,0 mm de diametro:

a = (0; 008 : D + 0; 19) : M (59)

sendo M um fator de corre»c~ao em fun»c~ao da usinabilidade do material.

Para furos onde o comprimento ¶e maior que 3 vezes o diametro, os valores indicadosna tabela da SKF, para velocidade de corte e de avan»co, devem ser multiplicados pelosseguintes parametros:

² para a velocidade de corte

kv =

Ã1¡ comprimento do furo

40 : D

!(60)

{ at¶e um m¶³nimo correspondente µa metade da velocidade de corte indicada natabela.

² para o avan»co

ka =

Ã1¡ comprimento do furo

50 : D

!(61)

{ at¶e um m¶³nimo de 0,025 mm por rota»c~ao.

XI.13 Vida da broca e velocidade ¶otima de corte

De¯ne-se a vida da broca como o comprimento total furado, em determinadas condi»c~oes,at¶e que a for»ca de avan»co ou o momento de tor»c~ao alcancem um certo (aumento) percentualacima do valor inicial.

Em geral, adota-se o aumento do momento de tor»c~ao como crit¶erio, limitando a vidada broca em 30 a 35 % de aumento no momento de tor»c~ao inicial.

Em analogia µa f¶ormula de Taylor ¶e usada a seguinte f¶ormula relacionando a vida dabroca com a velocidade de corte:

v : Lz = CL (62)

onde L ¶e a vida da broca em mil¶³metros e onde z e CL s~ao constantes que dependem dotipo de material e das condi»c~oes de usinagem. A tabela XIV apresenta alguns valores dez e CL.


Por analogia com a velocidade v60 no torneamento, a velocidade ¶otima de corte quepermite obter uma vida da broca de 2000 mil¶³metros ¶e frequentemente usada como re-ferencia e ¶e chamada vL2000 .

Exemplo: Determinar a velocidade ¶otima para a usinagem de um furo com 12,0 mm dediametro e 20,0 mm de profundidade, em a»co carbono com 65 Kgf/mm2 e broca de a»cor¶apido, considerando a vida da broca em 2000 mm.

Solu»c~ao: Utilizando v : Lz = CL ; pela tabela XIV, o material n¶umero 7 fornece:

z = 0; 137 ; CL = 109

Substituindo se obtem:

v =109

20000;137=

109

2; 833= 38; 5 m=min

Exemplo: Determinar, pelo cat¶alogo da SKF, a velocidade de corte e o avan»co paraa usinagem de um furo de 12; 0 mm de diametro e 20; 0 mm de profundidade, em a»cocarbono com 65 Kgf/mm2, considerando que ser¶a usada uma furadeira, cujas rota»c~oese avan»cos s~ao dados pela s¶erie com raz~ao ' = 1; 12, sendo os avan»cos dispon¶³veis em[mm/rot]: 0,050; 0,056; 0,063; 0,071; 0,080; 0,090; 0,100; 0,112; 0,125; 0,140; 0,160; 0,180;0,200; 0,224; 0,250; 0,280; 0,315; 0,355; 0,400; 0,450; 0,500; 0,560; 0,630; 0,710; e asrota»c~oes dispon¶³veis em [rpm]: 50; 56; 63; 71; 80; 90; 100; 112; 125; 140; 160; 180; 200;224; 250; 280; 315; 355; 400; 450; 500; 560; 630; 710; 800; 900; 1000.

Solu»c~ao: Pelo cat¶alogo da SKF, para a»co carbono com 65 Kgf/mm2 a velocidade de corteindicada est¶a entre 25 e 28 m/min.

Calculando a faixa de rota»c~oes:

n =1000 : 25

¼ : 12= 663 rpm

n =1000 : 28

¼ : 12= 743 rpm

Normalizando a rota»c~ao pela s¶erie ' = 1; 12 :

n = 710 rpm

Sendo a velocidade de corte real:

v =¼ : 12 : 710

1000= 26; 77 m=min

Para determinar o avan»co se utiliza:

a = (0; 0125 : D + 0; 1) : M

Calculando:

a = (0; 0125 : 12 + 0; 1) : 0; 8 = 0; 2 mm=rot


Anexo IX.4


Anexo IX.5


Anexo IX.6


Anexo IX.7


XII Alargamento

Para melhorar o acabamento de furos executados por brocas ou fabricados por fundi»c~aoe forjamento ou ainda estampados, s~ao usados alargadores, que podem ser de dois tipos:

² alargador de desbaste ou broca calibradora

² alargador de acabamento ou alargador propriamente dito

Furos executados por brocas tem tolerancias de fabrica»c~ao que variam entre a quali-dade ISO IT 11 µa IT 14. O uso dos alargadores de desbaste permite obter toleranciasentre a qualidade ISO IT 8 µa qualidade IT 9. Os alargadores de acabamento permitemobter tolerancias de qualidade IT 7.

Opera»c~ao Qualidade

Fura»c~ao com broca ISO IT 11 µa IT 14Alargamento de desbaste ISO IT 8 µa IT 9Alargamento de acabamento ISO IT 7

XII.1 Alargadores de desbaste

S~ao semelhantes µas brocas helicoidais, mas com 3 ou 4 arestas de corte. Podem ser de hastecil¶³ndrica ou haste conica. Os alargadores de haste cil¶³ndrica s~ao fabricados para diametrosvariando entre 5 e 20 mil¶³metros. Os alargadores de haste conica tem diametros variandoentre 9 e 50 mil¶³metros. Para diametros maiores s~ao usados os alargadores m¶oveis (ocos),cujos diametros variam entre 25 e 100 mil¶³metros, e s~ao montados em hastes atrav¶es deum cone 1:30 com encaixe para chaveta.

O diametro do n¶ucleo do alargador de desbaste se situa em torno de 0,65 do diametroexterno do alargador, isto signi¯ca que o diametro m¶³nimo do furo anterior ao alargamentodeve ser maior que o diametro do n¶ucleo do alargador. Os fabricantes de ferramentas,geralmente fornecem indica»c~oes a respeito do diametro do n¶ucleo, mas como forma geralpode-se adotar a seguinte indica»c~ao:

diametro externo do alargador

diametro do nucleo= 1; 4

Se o alargador de desbaste for a ¶ultima opera»c~ao, o diametro do alargador dever¶a sero mesmo do furo desejado. Caso o furo seja submetido tamb¶em a passagem do alargadorde acabamento, o diametro do alargador de desbaste deve ser menor que o diametro dofuro, de acordo com a tabela a seguir.

Diametro d1 do alargador de desbaste paraDiametro nominal opera»c~ao posterior com alargador de acabamento

d (mm)a»co r¶apido (mm) metal duro (mm)

4; 75 < d · 10 d1 = d¡ 0; 2 d1 = d¡ 0; 410 < d · 18 d1 = d¡ 0; 25 d1 = d¡ 0; 418 < d · 30 d1 = d¡ 0; 3 d1 = d¡ 0; 430 < d · 50 d1 = d¡ 0; 4 d1 = d¡ 0; 450 < d · 100 d1 = d¡ 0; 5 d1 = d¡ 0; 5


Devido a profundidade de corte no alargamento ser pequena, os valores do momentode tor»c~ao e da for»ca de avan»co s~ao bem menores no alargamento do que na fura»c~ao combrocas helicoidais, este fato, aliado a falta de resultados experimentais, fazem com que oc¶alculo dos esfor»cos envolvidos raramente seja executado. Uma forma de se obter umaestimativa ¶e utilizar as f¶ormulas obtidas para fura»c~ao com pr¶e-fura»c~ao.

Os valores para a velocidade de corte e de avan»co, para os alargadores de desbaste,s~ao dados nas tabelas VI e VII, respectivamente.

XII.2 Alargadores de acabamento

Atuam de forma semelhante aos alargadores de desbaste, por¶em, possuem um n¶umeromaior de dentes. A tabela VIII, indica o n¶umero de arestas cortantes em alargadores dea»co r¶apido para uso em m¶aquina. Os alargadores manuais geralmente possuem algunsdentes a mais.

Os alargadores com arestas de metal duro tem menor n¶umero de arestas que um domesmo diametro de a»co r¶apido, isso se deve a di¯culdade de fabrica»c~ao destes alargadores.

Para evitar o surgimento de vibra»c~oes, durante o alargamento, o passo entre os dentesdo alargador n~ao deve ser constante, usa-se uma defasagem entre 0,5o e 2o para o passo decada duas arestas diametralmente opostas, de forma que ainda se possa medir o diametro.


XIII Fresagem

O fresamento ¶e um opera»c~ao de usinagem executado com uma ferramenta multicortantechamada fresa.

¶E uma opera»c~ao bastante vers¶atil, capaz de competir com a fura»c~ao, o alargamento,o aplainamento, etc.

As fresadoras s~ao capazes de usinar furos com precis~ao de 0,025 a 0,050 mm no posi-cionamento, sendo mais economicas que as furadeiras na usinagem de pequenas quanti-dades de pe»cas por dispensarem o uso de gabaritos.

Na usinagem de superf¶³cies planas, tem-se uma opera»c~ao mais r¶apida com o fresamentodo que com o aplainamento, por outro lado o custo do fresamento ¶e mais alto devido aocusto inicial e de manuten»c~ao da fresadora, bem como o custo da a¯a»c~ao da fresa seremmais altos que no aplainamento.

O fresamento pode ser classi¯cado como:

fresamento frontal { no qual os dentes ativos, arestas cortantes, est~ao na superf¶³ciefrontal da ferramenta. O eixo da fresa neste caso ¶e perpendicular µa superf¶³cie gerada.

fresamento tangencial { no qual os dentes ativos, arestas cortantes, est~ao na superf¶³ciecil¶³ndrica da ferramenta. O eixo da fresa neste caso ¶e paralelo µa superf¶³cie gerada.

O fresamento tangencial pode ser:

concordante { caso em que o sentido do movimento de avan»co coincide com o sentidodo movimento de rota»c~ao da fresa.

discordante { caso em que o sentido do movimento de avan»co ¶e contr¶ario ao sentido domovimento de rota»c~ao da fresa.

No fresamento frontal, as fresas s~ao ditas frontais ou de topo. No fresamento tangen-cial, s~ao ditas cil¶³ndricas ou tangenciais.

No fresamento discordante a espessura do cavaco h aumenta de zero a um valor hmax.Inicialmente, desenvolve-se um grande atrito entre a ferramenta e a pe»ca at¶e que a fer-ramenta penetre no material, em seguinda a componente vertical da for»ca de usinagemaumenta tendendo a arrancar a pe»ca da mesa da m¶aquina enquanto retira uma por»c~aode cavaco em forma de v¶³rgula. Esta varia»c~ao na for»ca vertical produz vibra»c~oes queprejudicam o acabamento da superf¶³cie usinada.

No fresamento concordante, a componente vertical da for»ca de usinagem tende semprea comprimir a pe»ca sobre a mesa. A componente horizontal, por outro lado, tem o mesmosentido do movimento de avan»co, e quando esta ¶e maior que o atrito entre a mesa e asguias, ocorrem pequenos deslocamentos decorrentes da existencia de folgas entre o fuso ea porca acoplada µa mesa da m¶aquina.

Durante muito tempo se julgou imposs¶³vel a realiza»c~ao do fresamento concordante deforma e¯ciente. Por¶em, com os avan»cos tecnol¶ogicos que eliminam as folgas e a utiliza»c~aodo angulo de sa¶³da negativo, o fresamento concordante tem se mostrado mais vantajosoque o discordante, fornecendo um melhor acabamento e maior produ»c~ao.


XIII.1 Forma do cavaco produzido no fresamento tangencial

O angulo de contato do dente, representado por 'o, ¶e o angulo formado pelos raios queligam o centro da fresa aos pontos onde o dente entra e sai do material:

cos '0 =D ¡ 2 : e

2D2

=D ¡ 2 : e

D

cos '0 = 1 ¡ 2 : e

D

A espessura de corte h ¶e medida sempre numa dire»c~ao, sendo dada por:

h = ad : sen '

e a espessura m¶axima hmax:

hmax = ad : sen '0

O comprimento de corte b coincide com a largura de corte p.


XIII.2 Volume do cavaco removido no fresamento tangencial

O volume do cavaco removido por cada dente em uma volta da fresa ¶e dado por:

Qd =Z '0

0b : h

D

2d' =

b:D

2ad

Z '0

0sen ' d' =

b:D

2ad (1¡ cos '0) =

b:D

2ad

2:e

D

Qd = b : e : ad [mm3]

O volume total removido por minuto para Z dentes e n rota»c~oes, ser¶a:

Q = b : e : n : Z : ad = b : e : va [mm3=min]

Q = p : e : va [mm3=min]

XIII.3 Forma do cavaco produzido no fresamento frontal

De acordo com a forma com que a fresa ataca a pe»ca pode-se distinguir entre:

fresamento frontal sim¶etrico - quando o deslocamento do eixo da ferramenta se fazsobre o eixo de simetria da pe»ca.

fresamento frontal assim¶etrico - quando o deslocamento do eixo da ferramenta n~aose faz sobre o eixo de simetria da pe»ca.

O fresamento frontal sim¶etrico pode ser subdividido em:

fresamento frontal de rasgo ou de canal - quando a espessura de penetra»c~ao e forigual ao diametro D da fresa e o angulo de contato do dente '0 ¶e 180o.

fresamento frontal comum - quando a fresa facea toda a superf¶³cie da pe»ca, ou seja,a espessura de penetra»c~ao ¶e menor que o diametro da ferramenta, e < D, e nestecaso o angulo de contato do dente '0 ¶e dado por:

sen'0

2=

e2D2

=e

D

No fresamento frontal assim¶etrico, a condi»c~ao mais favor¶avel para a penetra»c~ao dodente ¶e obtida quando o afastamento j ¶e:

j = 0; 05 : D


XIII.4 Potencia de corte com base no volume de cavaco re-movido

Pelo mesmo procedimento usado para o fresamento cil¶³ndrico tangencial, pode-se chegara conclus~ao de que a seguinte f¶ormula ¶e v¶alida para todos os tipos de fresagem:

V = b : e : ad : n : Z = b : e : va [mm3=min]

Chamando V 0 o volume de cavaco removido por unidade de potencia em um minuto,tem-se por de¯ni»c~ao:

Nc =V

V 0

onde Nc ¶e a potencia de corte. As tabelas V.2 e V.3, do livro Usinagem dos Metais, deDino Ferraresi, fornecem os valores de V 0 segundo v¶arias fontes.

Deste modo, a potencia do motor da fresadora dever¶a ser:

Nm =Nc

´t

sendo ´t o rendimento mecanico total da transmiss~ao.Na tabela V.4, do mesmo livro, s~ao fornecidos alguns valores do rendimento mecanico

´t em fun»c~ao da potencia do motor da acionamento.Substituindo a express~ao da potencia de corte na express~ao da potencia do motor, se

obtem:

V = Nm : ´t : V0

que fornece o m¶aximo de volume de cavaco remov¶³vel em uma determinada fresadora compotencia do motor Nm e rendimento mecanico ´t.

XIII.5 Formas de fresas

A grande versatilidade da fresagem se deve principalmente aos diferentes tipos e formasque as fresas podem ter:

fresas cil¶³ndricas com dentes tangenciais { podem ser de dentes retos ou helicoidais,com corte a direita ou a esquerda.

fresas cil¶³ndricas de corte tangencial e frontal { (¯g. 23, 24, 25)

² de cabo cil¶³ndrico { para diametros de 2 a 20

² de cabo conico { para diametros de 6 a 40

² ocos { para diametros de 30 a 150

fresas de disco { onde a espessura ¶e pequena em rela»c~ao ao diametro, podem ser dedois ou tres cortes. (¯g. 2.6, 2.7)

fresas angulares { servem para usinagem de superf¶³cies que formam angulos entre si.(¯g. 2.8)


fresas de haste com duas arestas cortantes { gra»cas a sua forma podem penetrardiretamente na pe»ca e executar rasgos e furos. (¯g. 2.9)

fresas de dentes posti»cos { s~ao fresas onde o corpo ¶e de a»co carbono e somente osdentes s~ao de material mais duro. (¯g. 2.14, 2.15, 2.16, 2.17, 2.18)

fresas de per¯l constante { s~ao fresas onde os dentes s~ao detalonados segundo umaespiral logar¶³timica. S~ao usadas na usinagem de rasgos ou ranhuras de diversostipos. A a¯a»c~ao ¶e feita apenas na superf¶³cie de sa¶³da, o que faz com que se mantenhasempre o per¯l original. Uma aplica»c~ao t¶³pica ¶e a usinagem de engrenagens com asfresas-m¶odulo.

XIII.6 Material e n¶umero de dentes das fresas

Para a fabrica»c~ao das fresas s~ao usados os mesmos materiais que os usados para as ferra-mentas de barra: o a»co ferramenta, o a»co r¶apido, a liga fundida ou estelita, o metal duroe a ceramica.

Como orienta»c~ao geral, a tabela III.1, apresenta os materiais indicados para cada tipode fresa e material a ser usinado:

A qualidade da superf¶³cie fresada depende do emprego da ferramenta correta, estadodas arestas cortantes, n¶umero de dentes, angulos, etc. Para cada material usinado, existeuma n¶umero de dentes recomendado, a tabela II.1, fornece o n¶umero de dentes em fun»c~aodo diametro e do tipo e material da fresa.

XIII.7 Sele»c~ao da velocidade de corte e do avan»co

As tabelas VI.1 e VI.2, fornecem os valores para o avan»co por dente e velocidade decorte respectivamente. Estes valores s~ao indicados como uma primeira aproxima»c~ao dascondi»c~oes ¶otimas de usinagem, sendo o ideal a determina»c~ao destas valores experimen-talmente para cada tipo de fresa e material a ser usinado. Devido aos custos e di¯cul-dades inerentes a este levantamento experimental, ¶e comum, na pr¶atica, se utilizar valoresfornecidos por fabricantes de ferramentas, como por exemplo, os fornecidos pela Inda»cono cat¶alogo Ferramentas de Precis~ao.

Exerc¶³cio: Calcular a potencia consumida pelo motor de acionamento numa opera»c~aode fresamento de um rasgo com 3 mil¶³metros de altura e 100 mil¶³metros de largura emuma pe»ca de a»co carbono com ¾T = 67 Kgf/mm2.

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Usinagem ufrj