Apostila completa usinagem by Sergio

APOSTILA DE USINAGEM

2013

Índice 1. Introdução aos Processos de Usinagem ........................................................................ 1 1.1. Breve Histórico ........................................................................................................ 3 1.2. Princípios de Usinagem com Ferramentas de Geometria Definida .......................... 8 1.3. Princípios de Usinagem com Ferramentas de Geometria Não-Definida ................ 12 2. Velocidades na Usinagem............................................................................................ 13 2.1. Conceitos Auxiliares .............................................................................................. 16 2.2. Superfícies Definidas Sobre a Peça ...................................................................... 17 2.3. Grandezas de Avanço ........................................................................................... 18 2.4. Grandezas de Penetração ..................................................................................... 19 2.5. Grandezas de Corte .............................................................................................. 21 2.6. Análise Simplificada das Grandezas ...................................................................... 22 3. Geometria da Cunha de Corte ..................................................................................... 24 3.1. Sistemas de Referência ......................................................................................... 27 4. Forças e Potências de Corte ........................................................................................ 39 4.1. Forças Durante a Usinagem .................................................................................. 39 4.2. Potências de Usinagem ......................................................................................... 42 4.3. Cálculo da Força de Corte ..................................................................................... 44 4.3.1. Cálculo da Força e da Potência de Corte no Torneamento ............................. 48 4.3.2. Cálculo da Força e da Potência de Corte na Furação ..................................... 51 4.3.3. Cálculo da Força e Potência de Corte no Fresamento .................................... 53 5. Mecanismo de Formação de Cavaco ........................................................................... 60 5.1. A Interface Cavaco-Ferramenta ............................................................................. 61 5.2. Controle da Forma do Cavaco ............................................................................... 63 5.3. Classificação dos Cavacos .................................................................................... 64 5.4. Alteração da Forma do Cavaco ............................................................................. 66 5.5. Temperatura de Corte ........................................................................................... 72 6. Desgaste de Ferramentas ............................................................................................ 75 6.1. Medição dos Desgastes da Ferramenta ................................................................ 79 6.2. Mecanismos Causadores do Desgaste da Ferramenta ......................................... 82 6.3. Sumarizando ......................................................................................................... 86 7. Materiais para Ferramentas ......................................................................................... 87 7.1. Descrição dos Materiais ........................................................................................ 88 8. Fluidos de Corte ........................................................................................................... 97 8.1. Funções do Fluido de Corte ................................................................................... 97 8.1.1. O Fluido de Corte como Refrigerante .............................................................. 98 8.1.2. O Fluido de Corte como Lubrificante ............................................................... 99 8.2. Classificação dos Fluidos de Corte ...................................................................... 100 8.2.1. Ar .................................................................................................................. 101 8.2.2. Tipos Aquosos .............................................................................................. 101 8.2.3. Óleos ............................................................................................................ 102 8.3. Seleção do Fluido de Corte ................................................................................. 104 9. Usinagem com Ferramentas de Gumes de Geometria Indefinida .............................. 107

9.1. Tipos de Abrasivos .............................................................................................. 109 9.1.1. Abrasivos Naturais ........................................................................................ 111 9.1.2. Abrasivos Artificiais ou Sintéticos .................................................................. 112 9.2. Granulometria ...................................................................................................... 120 9.3. Ligantes ............................................................................................................... 121 9.3.1. Ligantes Inorgânicos ..................................................................................... 121 9.3.2. Ligantes Orgânicos ....................................................................................... 123 9.4. Dureza ................................................................................................................. 124 9.5. Estrutura .............................................................................................................. 125 9.6. Especificação de Rebolos.................................................................................... 126 9.7. Forma dos Rebolos e Perfil dos Bordos............................................................... 128 9.8. Refrigeração na Retificação ................................................................................. 131 9.9. Seleção de Rebolos............................................................................................. 133 9.10. Defeitos no Uso de Rebolos .............................................................................. 137 10. Análise das Condições Econômicas de Usinagem ................................................... 138 10.1. Ciclos e Tempos de Usinagem .......................................................................... 139 10.2. Velocidade de Corte de Máxima Produção (v cmxp) ............................................. 141 10.3. Custos de Produção .......................................................................................... 144 10.4. Vida Económica da Ferramenta......................................................................... 146 10.5. Intervalo de Máxima Eficiência .......................................................................... 148 11. Sistemas CNC.......................................................................................................... 150

iii

Lista de Figuras Figura 1.1 – Classificação dos Processos de Fabricação (Fonte: Adaptado de DIN 8580). 1 Figura 1.2 – Ferramentas de Pedra ................................................................................... 3 Figura 1.3 – Plaina Neolítica .............................................................................................. 4 Figura 1.4 – Furadeira a Arco Egípcia ................................................................................ 4 Figura 1.5 – Torno a Arco, 1565......................................................................................... 5 Figura 1.6 – Torno de Senot, 1795 ..................................................................................... 6 Figura 1.7 – Tornos de Maudslay, 1800 e 1848 ................................................................. 6 Figura 1.8 – Movimento da cunha de corte em relação à peça (Fonte: YOSHIDA,1979). .. 8 Figura 1.9 – Movimentos de Corte e Avanço. .................................................................... 9 Figura 1.10 – Movimentos Ativos de Usinagem no Serramento Alternativo. .................... 10 Figura 1.11 – Movimentos Ativos de Usinagem no Torneamento Cilíndrico. .................... 10 Figura 1.12 – Movimentos Ativos de Usinagem na Furação............................................. 11 Figura 2.1 – Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo no torneamento. Ângulos da direção de avanço φ, da direção efetiva η e plano de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000). .......................................................................................................................... 14 Figura 2.2 – Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo na furação. Ângulos da direção de avanço φ, da direção efetiva η e plano de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................................................ 15 Figura 2.3 - Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo no fresamento discordante. Ângulos da direção de avanço φ, da direção efetiva η e plano de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................. 15 Figura 2.4 – Percurso de corte lc, de avanço lf e efetivo le na operação de fresamento discordante (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................ 16 Figura 2.5 – Superfícies, Grandezas de corte, ponto de referência D e largura nominal de corte bD no torneamento cilíndrico (Fonte: DINIZ et al, 2000). ......................................... 18 Figura 2.6 – Avanço por dente fz, avanço de corte fc e avanço efetivo no fresamento discordante (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................ 19 Figura 2.7 – Largura de usinagem ap, penetração de trabalho ae e penetração de avanço af no fresamento tangencial (Fonte: DINIZ et al, 2000). ................................................... 20 Figura 2.8 – Profundidade de usinagem ap, penetração de trabalho ae e penetração de avanço af no fresamento frontal (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................. 20 Figura 2.9 – Grandezas de corte para arestas de corte retilíneas. Exemplo: torneamento cilíndrico com ferramenta com λ = 0; o ponto de corte escolhido neste caso encontra-se na ponta de corte da ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................ 22 Figura 3.1 – Cunha de corte da ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al,2000). ... 24 Figura 3.2 – Arestas de corte e superfícies da parte de corte de uma ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000). ........................................................................... 25 Figura 3.3 – Arestas de corte e superfícies da parte de corte de uma fresa frontal (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................................................ 26 Figura 3.4 – Arestas de corte e superfícies da parte de corte de uma broca helicoidal (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................. 27

Figura 3.5 – Planos do sistema de referência da ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000). ...................................................................................................................... 28 Figura 3.6 – Planos do sistema de referência da ferramenta numa fresa cilíndrica (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................................................ 29 Figura 3.7 – Planos do sistema de referência da ferramenta numa broca helicoidal (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................................................ 30 Figura 3.8 – Ângulos de localização das arestas de corte no sistema de referência da ferramenta, para torneamento cilíndrico (esquerda) e torneamento de faceamento (esquerda) (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................. 33 Figura 3.9 – Ângulos de saída, de cunha e de folga da ferramenta, representados no plano admitido de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000). ..................................................... 34 Figura 3.10 – Ângulos de uma ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000)..... 35 Figura 3.11 – Ângulos da ferramenta numa fresa de faceamento (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................................................ 36 Figura 3.12 – Ângulos da ferramenta numa broca helicoidal (Fonte: DINIZ et al, 2000). .. 37 Figura 4.1 – Força de usinagem e suas componentes na operação de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................. 40 Figura 4.2 – Força de usinagem e suas componentes na operação de fresamento (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................................................ 41 Figura 4.3 – Variação da pressão específica de corte com a espessura de corte para diversos processos de usinagem (Fonte: FERRARESI, 1977) ......................................... 45 Figura 4.4 – Variação da pressão específica de corte com a espessura de corte (Fonte: FERRARESI, 1977). ........................................................................................................ 46 Figura 4.5 – Representação bi-logarítmica da pressão específica de corte em função da espessura de corte (Fonte: FERRARESI, 1977). ............................................................. 47 Figura 4.6 – Dimensões características no fresamento frontal (Fonte: WITTE, 1998). ..... 54 Figura 4.7 – Dimensões características no fretamento cilíndrico tangencial (Fonte: WITTE, 1998)................................................................................................................................ 57 Figura 4.8 – Representação do cavaco tipo vírgula (Fonte: WITTE, 1998). ..................... 58 Figura 5.1 – Esquema da formação do cavaco mostrando o plano de cisalhamento (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................................................ 60 Figura 5.2 – Área de contato cavaco-ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000). ................... 62 Figura 5.3 – Zona de fluxo dentro do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000). ......................... 63 Figura 5.4 – Formas do cavaco: a) em fita; b) helicoidal; c) espiral; d) em lascas (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................................................ 65 Figura 5.5 – Variação da forma de cavaco através da curvatura vertical, curvatura lateral e do ângulo de inclinação do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000). ..................................... 66 Figura 5.6 – Diferentes tipos de quebra de cavacos (Fonte: DINIZ et al, 2000)................ 68 Figura 5.7 – Condição limite para a quebra do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000). ........... 69 Figura 5.8 – Influência da relação ap/r na curvatura e quebra do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000). .......................................................................................................................... 70 Figura 5.9 – Quebra cavacos postiços e moldados na superfície de saída (Fonte: DINIZ et al, 2000). .......................................................................................................................... 70

Figura 5.10 – Variação da distribuição da energia de corte com a velocidade de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................. 72 Figura 5.11 – Distribuição típica de temperatura na ponta de uma ferramenta de metal duro (Fonte: DINIZ et al, 2000). ....................................................................................... 73 Figura 6.1 – Desgaste de Flanco (Fonte: DINIZ et al, 2000). ........................................... 75 Figura 6.2 – Desgaste de Cratera (Fonte: DINIZ et al, 2000). .......................................... 76 Figura 6.3 – Deformação plástica da aresta de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............. 76 Figura 6.4 – Lascamento (Fonte: DINIZ et al, 2000)......................................................... 77 Figura 6.5 – Trincas térmicas (Fonte: DINIZ et al, 2000). ................................................. 77 Figura 6.6 – Trincas mecânicas (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................. 78 Figura 6.7 – Quebra em ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000). ....................................... 79 Figura 6.8 – Desgastes da ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000). ................................... 80 Figura 6.9 – Aresta postiça de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000). ....................................... 82 Figura 6.10 – Desgaste Frontal X Velocidade de Corte (Fonte: DINIZ et al, 2000). .......... 83 Figura 6.11 – Desgaste frontal com e sem a presença da aresta postiça de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000). ............................................................................................................ 84 Figura 7.1 – Influência da cobertura na vida da broca de aço rápido (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................................................ 90 Figura 7.2 – Influência do percentual de cobalto e da temperatura na dureza do metal duro (Fonte: DINIZ et al, 2000)................................................................................................. 92 Figura 9.1 - Visualização esquemática de um processo de usinagem com ferramenta de geometria indefinida (Fonte: STOETERAU, 2007). ........................................................ 107 Figura 9.2 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de energia (Fonte: STOETERAU, 2007). ....................................................................... 108 Figura 9.3 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de posição (Fonte: STOETERAU, 2007). ....................................................................... 108 Figura 9.4 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de força (Fonte: STOETERAU, 2007). ........................................................................... 109 Figura 9.5 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de trajetória (Fonte: STOETERAU, 2007). ..................................................................... 109 Figura 9.6 – Escala de Mohs (Fonte: STEMMER, 2005). ............................................... 110 Figura 9.7 – Dureza Knoop (Fonte: STEMMER, 2005). ................................................. 110 Figura 9.8 – Composição química dos eletro-coríndons (Fonte: STEMMER, 2005). ...... 114 Figura 9.9 – Composição química dos rebolos de carboneto de silício (Fonte: STEMMER, 2005).............................................................................................................................. 118 Figura 9.10 – Classificação da granulometria em “mesh” (Fonte: STEMMER, 2005). .... 120 Figura 9.11 – Estrutura aberta e fechada (Fonte: STEMMER, 2005). ............................ 125 Figura 9.12 – Marcação de rebolos com abrasivos convencionais (Fonte: STEMMER, 2005).............................................................................................................................. 127 Figura 9.13 – Exemplo de marcação de rebolos com abrasivos de Al2O3 ou SiC (Fonte: STEMMER, 2005). ......................................................................................................... 127 Figura 9.14 – Exemplo de marcação de rebolos com abrasivo de diamantes ou CBN (Fonte: STEMMER, 2005). ............................................................................................. 128 Figura 9.15 – Formas Básicas de Rebolos (Fonte: STEMMER, 2005). .......................... 129

Figura 9.16 – Rebolos com redução única para dentro (Fonte: STEMMER, 2005). ....... 130 Figura 9.17 – Rebolos ebolos montados (Fonte: STOETERAU, 2007). ......................... 130 Figura 9.18 – Perfil dos bordos dos rebolos (Fonte: STEMMER, 2005). ........................ 131 Figura 10.1 – Tempo de Produção por Peça X Velocidade de Corte (Fonte: FERRARESI, 1977).............................................................................................................................. 143 Figura 10.2 – Custo de Produção por Peça X Velocidade de Corte ............................... 148 Figura 10.3 – Intervalo de Máxima Eficiência ................................................................. 149 Figura 11.1 – Esquema da evolução das máquinas ferramenta para torneamento. ....... 150 Figura 11.2 – Esquema de controle manual de um torno mecânico. .............................. 151 Figura 11.3 - Tomo com controle mecânico. .................................................................. 152 Figura 11.4 - Torno com controle numérico. ................................................................... 153 Figura 11.5 – Modos de armazenamento e transmissão de programas. ........................ 155 Figura 11.6 - Correlação entre componentes dos controles manual e numérico. ........... 156 Figura 11.7 - Malha de controle numérico. ..................................................................... 157 Figura 11.7 – Representação dos eixos em uma mandriladora e em uma fresadora. .... 158 Figura 11.8 – Sistema de movimentação de uma mesa. ................................................ 159 Figura 11.9 - Fusos e guias usados em máquinas-ferramenta CNC. ............................. 160 Figura 11.10 - Modelos de trocadores de ferramentas e magazines utilizados em tornos e centros de usinagem. ..................................................................................................... 160

1. Introdução aos Processos de Usinagem

A norma alemã DIN 8580 classifica os processos de fabricação conforme pode ser visto na figura 1.1, e coloca os processos de usinagem todos dentro de um grande grupo chamado “separar”.

Entende-se por processo de usinagem, todo e qualquer processo no qual haja remoção, mecânica ou não, de uma determinada quantidade de material de uma peça, com o objetivo de adequar seu formato ao seu uso.

Figura 1.1 – Classificação dos Processos de Fabricação (Fonte: Adaptado de DIN 8580).

Dentro dos processos de usinagem, ainda podem-se classificá-los como sendo: 

Usinagem com Ferramenta de Geometria Definida



Usinagem com Ferramenta de Geometria Não-definida



Usinagem por Processos Não-convencionais

Processos de Usinagem com Ferramenta de Geometria Definida são aqueles em que a ferramenta possui uma aresta cortante, ou seja, um gume de corte, que descreve uma trajetória em relação à peça a ser usinada. Esse movimento resulta na remoção do material na forma de cavaco. São exemplos desse tipo de processo de usinagem os processos de torneamento, fresamento, furação, mandrilamento, brochamento, etc.

Processos de Usinagem com Ferramentas de Geometria Não-definida são aqueles nos quais a ferramenta é formada por uma grande quantidade de grãos abrasivos, que funcionam como vários gumes de corte. Esses grão abrasivos podem ser mantidos juntos por meio de algum tipo de aglomerante, e são quebrados e/ou arrancados da ferramenta ao mesmo tempo que retiram material da peça na forma de cavaco. São exemplos desse tipo de processo de usinagem os processos de retificação, brunimento, lapidação, polimento, lixação, etc.

Processos de Usinagem Não-convencionais são todos os processos de usinagem que não podem ser classificados conforme as duas classificações anteriores. São exemplos desse tipo de processo de usinagem os processos de usinagem química, usinagem por eletroerosão, usinagem por jato d’água, usinagem por ultrassom, etc.

1.1. Breve Histórico

Os processos de usinagem são utilizados, ainda que de maneira empírica, desde a antiguidade. As primeiras ferramentas de que se tem notícia, que tinham o objetivo de cortar ou esculpir materiais, eram construídas em pedra, conforme pode ser visto na figura 1.2.

Figura 1.2 – Ferramentas de Pedra

Já no período neolítico, aproximadamente 6000 anos antes de Cristo, existiam dispositivos que podem ser considerados como as primeiras “máquinas” de usinagem. Um exemplo desses dispositivos é a plaina apresentada na figura 1.3. No Egito, aproximadamente quinze séculos antes de Cristo, também eram utilizadas ferramentas para trabalhar a madeira e a pedra, como a furadeira a arco da figura 1.4, que transformava o movimento alternativo do arco em movimento rotativo da broca.

Figura 1.3 – Plaina Neolítica

Figura 1.4 – Furadeira a Arco Egípcia

A figura 1.5 mostra um torno do século XVI utilizando um método similar para transformar o movimento alternativo em rotativo.

Figura 1.5 – Torno a Arco, 1565

Os primeiros tornos que utiliza concepções modernas surgiram a partir do final do século XVIII, com o torno de Senot (figura 1.6) e evoluíram a partir da Revolução Industrial do início do século XIX (figura 1.7).

Figura 1.6 – Torno de Senot, 1795

Figura 1.7 – Tornos de Maudslay, 1800 e 1848

Alguns eventos marcantes na evolução dos processos de usinagem são destacados a seguir: 

1.000 A.C. - Surgem os primeiros tornos - Idade do Bronze – metais predominantes Cu, Zn, Sn



700 A.C. - Processamento do ferro



SÉC. XIV - Desenvolvimento das primeiras armas de fogo na Europa



SÉC. XVI - Torneamento ornamental - Jaccques Benson



SÉC. XVII – Melhoria nos processos de fabricação de ferro e aço



SÉC. XVIII - Primeiras obras conhecidas sobre torneamento – Jacques Plumier L’ART DE TORNEURS.



SÉC. XIX – Revolução industrial o Desenvolvimento da máquina a vapor – James Watts o Primeiras Máquinas-Ferramentas projetadas segundo princípios modernos o Fabricação em série o Aço ferramenta é o principal material de ferramentas de usinagem



SÉC. XX – Século da tecnologia o 1900 – Taylor apresenta o Aço Rápido o 1930 – Vanner Bush inventa o primeiro computador analógico o 1935 – É desenvolvido o Metal Duro o 1946 – É desenvolvido o primeiro computador eletrônico digital – o ENIAC o 1947 – É desenvolvido o primeiro transistor nos Laboratórios Bell o 1950 – Primeira máquina-ferramenta numericamente controlada, MIT o 1960 - Primeira LASER foi construído por Theodore Maiman, Laboratórios de pesquisa Hugues o 1968 - Borroughs produz os primeiros computadores utilizando circuitos integrados o '70 - BRIAN – Primeiras Pesquisas sobre usinagem de ultraprecisão o '70 – Primeiras ferramentas Cermets – Japão o '80 – Primeiras pesquisas sobre usinagem de alta-velocidade o '90 – Ferramentas cerâmicas o '90 – Ferramentas CBN, Diamante



SÉC. XXI – Mais tecnologia o ´10 - Máquinas Flexíveis o ´10 – Integração total por computadores

1.2. Princípios de Usinagem com Ferramentas de Geometria Definida

O material que é removido durante o processo de usinagem é chamado de cavaco. A remoção do cavaco só é possível mediante o movimento de uma cunha cortante em relação à peça, como é exemplificado na figura 1.8.

Figura 1.8 – Movimento da cunha de corte em relação à peça (Fonte: YOSHIDA,1979).

A esse movimento é dado o nome de Movimento de Corte, e ele garante que será retirado cavaco até que acabe a peça naquela direção.

Para que, após a primeira retirada de cavacos, a peça possa continuar sendo usinada é necessário que haja um outro movimento, que é chamado de movimento de avanço. Esse movimento garante que a ferramenta seja re-posicionada a fim de realizar um novo movimento de corte, como mostra a figura 1.9.

Movimento de Avanço Movimento de Corte

Figura 1.9 – Movimentos de Corte e Avanço.

Esses movimento são sempre os responsáveis pela retirada de cavacos que possibilita as operações de usinagem. Eles podem se apresentar sob diversas formas, dependendo do tipo de processo que está sendo considerado. O movimento resultante desses dois movimentos é chamado de Movimento Efetivo de Corte. Esses três movimentos de usinagem, por contribuirem diretamente para a remoção de cavaco, são chamados de Movimentos Ativos. È interessante ressaltar que, embora em alguns casos a peça se movimente e a ferramenta fique estática, ou ambas se movimentem simultaneamente, para fins de estudo, considera-se sempre que a ferramenta é que se movimenta em relação à peça.

Alguns exemplos de movimentos em processos comuns de usinagem são apresentados a seguir.

Movimentos Ativos de Usinagem nos Processos de Serramento Alternativo

Nesse processo de serramento o movimento de corte é dado pelo movimento alternativo de um sistema biela-manivela, acoplado a um arco que contém a ferramenta de corte (serra). O movimento de avanço normalmente é realizado pela ação de um peso sobre o arco, que força o mesmo sobre a peça a ser cortada. Esse processo é exemplificado na figura 1.10.

Movimento de Avanço

Movimento Efetivo de Corte

Movimento de Corte

Figura 1.10 – Movimentos Ativos de Usinagem no Serramento Alternativo.

Movimentos Ativos de Usinagem no Processo de Torneamento Cilíndrico

Em um processo de torneamento cilíndrico o movimento de corte é dado pela rotação da peça em torno do próprio eixo, que garante a retirada de material em uma só rotação. O movimento de avanço, que quando somado ao movimento de corte permite a retirada contínua de material, é dado por um deslocamento axial da ferramenta em relação à peça (figura 1.11).

Movimento Efetivo de Corte

Movimento de Corte

Movimento de Avanço

Figura 1.11 – Movimentos Ativos de Usinagem no Torneamento Cilíndrico.

Movimentos Ativos de Usinagem no Processo de Furação

Nos processos de furação o movimento de corte é dado pela rotação da ferramenta, sendo o movimento de avanço obtido pelo deslocamento axial da ferramenta e relação à peça. Esse arranjo pode ser visto na figura 1.12.

Movimento de Corte

Movimento de Avanço Figura 1.12 – Movimentos Ativos de Usinagem na Furação.

Movimetos Passivos

Os movimentos passivos são aqueles que, apesar de fundamentais para a realização dos processos de usinagem, não promovem a remoção de material ao ocorrerem. São eles: 

Movimento de Ajuste – é o movimento entre a ferramenta e a peça, no qual é prédeterminada a espessura de material a ser removida.



Movimento de Correção – é o movimento entre a ferramenta e peça, empregado para compensar alterações de posicionamento devidas, por exemplo, ao desgaste da ferramenta, variações térmicas, deformações plásticas, entre outras, que normalmente incidem durante a ocorrência do processo.



Movimento de Aproximação – é o movimento entre a ferramenta e a peça, com o qual a ferramenta, antes do início da usinagem, se aproxima da peça.



Movimento de Recuo – é o movimento entre a ferramenta e a peça, com o qual a ferramenta, após a usinagem, é afastada da peça.

1.3. Princípios de Usinagem com Ferramentas de Geometria Não-Definida

A remoção é realizada pela ação de grãos, mais ou menos disformes, de materiais duros que são postos em interferência com o material da peça. Os princípios desses processos são descritos em maiores detalhes no capítulo 9. É utilizado em processos de acabamento, para melhorar características dimensionais, geométricas e superficiais.

2. Velocidades na Usinagem Cada movimento realizado durante o processo de usinagem é realizado em um determinado intervalo de tempo. Esse deslocamento em um intervalo de tempo resulta em uma velocidade. As velocidades principais que devem ser consideradas são a velocidade de corte e a velocidade de avanço. 

Velocidade de Corte

Resultado do deslocamento da ferramenta diante da peça, considerado no tempo, para operações do tipo aplainamento e brochamento, onde os movimentos de corte e de avanço não ocorrem concomitantemente.

Velocidade tangencial instantânea resultante da rotação da ferramenta em torno da peça, para as operações do tipo torneamento, fresamento, ou furação,

onde

movimentos

corte

avanço

ocorrem

concomitantemente. Para estes últimos, a v c é calculada por:

vc 

 d n 1000

Onde: vc é a velocidade de corte, em m / min d é o diâmetro da ferramenta ou da peça, em mm n é a velocidade de rotação da ferramenta ou da peça, em RPM



Velocidade de Avanço

Para operações do tipo aplainamento a velocidade de avanço é considerada como a quantidade de deslocamento por curso da ferramenta.

Para operações do tipo torneamento a velocidade de avanço é dada por:

vf  f n 

1000  vc f  d

Onde: vf é a velocidade de avanço, em m / min f é o avanço, em mm / revolução

Figura 2.1 – Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo no torneamento. Ângulos da direção de avanço φ, da direção efetiva η e plano de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Tempo de Corte (Tempos Ativos)

O tempo de corte (tc) resume a totalidade dos tempos ativos, pois ele representa o tempo em que os movimentos de corte e / ou de avanço estão efetivamente ocorrendo.

Em uma operação de torneamento cilíndrico pode ser calculado por:

tc 

lf vf



lf f n



 d lf 1000  f  vc

Onde: tc é o tempo de corte, em min lf é o percurso de corte, em mm

Figura 2.2 – Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo na furação. Ângulos da direção de avanço φ, da direção efetiva η e plano de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Em operações onde não se tem rotação constante (torneamento de faceamento com velocidade de corte constante) ou onde a trajetória da ferramenta é complexa, o

 lf   . Nestes casos, cálculo do tempo de corte depende de uma integração da relação  d  v  f   muitas vezes é preferível cronometrar o tempo de corte ao invés de calculá-lo.

Figura 2.3 - Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo no fresamento discordante. Ângulos da direção de avanço φ, da direção efetiva η e plano de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Figura 2.4 – Percurso de corte lc, de avanço lf e efetivo le na operação de fresamento discordante (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Tempos Passivos

Os tempos passivos nem sempre podem ser calculados. Geralmente são estimados por técnicas específicas que estudam os movimentos e a cronometragem dos tempos a eles relacionados, estabelecendo os chamados tempos-padrões.

2.1. Conceitos Auxiliares Serão utilizados para a definição de outros conceitos, que serão tratados em seguida, e também para estabelecer algumas relações entre as diversas grandezas envolvidas no processo de usinagem. 

Ângulo da Direção de Avanço (φ) – é o ângulo entre a direção de avanço e a direção de corte. Pode ser constante, como no torneamento e na furação (φ = 90 o) ou variável continuamente durante o processo, como no fresamento (figuras 2.1, 2.2 e 2.3).



Ângulo da Direção Efetiva (η) – é o ângulo entre a direção efetiva e a direção de corte. Estes ângulos obedecem a seguinte expressão:

tg 



sen vc  cos  vf

Pondo de Corte Escolhido – é um ponto qualquer da aresta de corte (principal ou secundária) “escolhido” especificamente para a análise do sistema ferramenta / peça. É um ponto destinado à determinação das grandezas, das superfícies e ângulos da parte de corte, em uma posição genérica da aresta principal ou secundária de corte.



Ponto de Referência da Aresta de Corte (D) – é um ponto situado no meio da aresta principal de corte utilizado para a fixação do plano de medida PD (figura 2.5). É um ponto de corte escolhido com a particularidade de situar-se no meio da aresta principal de corte ativa.



Plano de Trabalho (Pfe) – é um plano imaginário que contém as direções de corte e de avanço, passando pelo ponto de corte escolhido (figuras 2.1, 2.2 e 2.3). Como conseqüência de sua definição, é sobre este plano que ocorrem os movimentos ativos.



Plano de Medida (PD) – é o plano perpendicular à direção de corte, passando pelo ponto de referência da aresta de corte D (figura 2.5).

2.2. Superfícies Definidas Sobre a Peça 

Superfície a Usinar – é a superfície da peça antes da operação de usinagem (figura 2.5).



Superfície em Usinagem – é a superfície da peça que está sendo gerada pela ferramenta. Haverá uma superfície em usinagem principal ou secundária quando a geração da mesma estiver ocorrendo pela ação da aresta principal de corte, ou da aresta secundária de corte, respectivamente.



Superfície Usinada – é a superfície da peça que foi gerada pelo processo de usinagem.

2.3. Grandezas de Avanço São grandezas que resultam do movimento de avanço. São elas: 

Avanço (f) – é o percurso de avanço em cada volta ou em cada curso da ferramenta (figura 2.5).



Avanço por Dente (fz) – é o percurso de avanço por dente e por volta ou curso da ferramenta, medido na direção do avanço. Corresponde à distância entre duas superfícies em usinagem consecutivas, considerada na direção do avanço (figura 2.6).

fz 

f z

Onde: z é o número de dentes da ferramenta

Figura 2.5 – Superfícies, Grandezas de corte, ponto de referência D e largura nominal de corte b D no torneamento cilíndrico (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Avanço de Corte (fc) – é a distância entre duas superfícies consecutivas em usinagem, medida no plano de trabalho e perpendicular à direção de corte. Tem-se assim que: f c  f z  sen 

2.4. Grandezas de Penetração São grandezas que descrevem geometricamente a relação de penetração entre a ferramenta e a peça. 

Profundidade ou Largura de Usinagem (ap) – é a profundidade ou largura de penetração da ferramenta em relação à peça, medida perpendicularmente ao pano de trabalho (figuras 2.5, 2.7 e 2.8). No torneamento cilíndrico e de faceamento, fresamento e retificação frontal, ap é denominada profundidade de usinagem. No brochamento, fresamento e retificação tangencial ap é denominada largura de usinagem. Na furação em cheio ap corresponde à metade do diâmetro da broca.

Figura 2.6 – Avanço por dente fz, avanço de corte fc e avanço efetivo no fresamento discordante (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Penetração de Trabalho (ae) – é a penetração da ferramenta em relação à peça, medida no plano de trabalho e perpendicularmente à direção de avanço. A penetração de trabalho ae tem importância predominante no fresamento e na retificação plana (figuras 2.7 e 2.8).

Figura 2.7 – Largura de usinagem ap, penetração de trabalho ae e penetração de avanço af no fresamento tangencial (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Figura 2.8 – Profundidade de usinagem ap, penetração de trabalho ae e penetração de avanço af no fresamento frontal (Fonte: DINIZ et al, 2000).

2.5. Grandezas de Corte As grandezas de avanço e de penetração, vistas anteriormente, são informadas à máquina-ferramenta, para que o processo de usinagem ocorra com a definição da porção de material a ser removido. As grandezas de corte são conseqüência das grandezas de avanço e de penetração. Não podem ser medidas, pois somente apresentam-se acessíveis após a usinagem. Após a usinagem, as grandezas podem ser eventualmente medidas, porém estarão com seus valores alterados devido à deformação sofrida pelo material. Elas podem ser calculadas a partir das grandezas de avanço e de penetração. As grandezas nominais de corte são definidas no plano de medida PD (figura 2.5). 

Seção Transversal Nominal de Corte (AD) – é a área da seção transversal calculada de um cavaco a ser removido, medida no plano de medida PD.



Seção Transversal Nominal de Corte (ADtot) – é a soma das áreas das seções transversais nominais de corte, geradas por arestas de corte que estejam em ação simultaneamente, quando se empregam ferramentas multicortantes.



Largura Nominal de Corte (bD) – é a distância entre dois pontos extremos da aresta principal de corte, medida no plano PD (figura 2.5).



Espessura Local de Corte (hD) – é a grandeza calculada, resultante da relação entre a seção transversal nominal de corte (AD) e a largura nominal de corte (bD).

hd 



AD bD

Espessura Local de Corte (hi) – é a espessura calculada do cavaco a ser removido, num ponto qualquer da aresta de corte, perpendicular à aresta no plano de medida (PD). Esta definição é oportuna para situações em que a espessura de corte seja variável. Quando este fato não ocorrer, a espessura local de corte será constante e igual à espessura nominal de corte.

Figura 2.9 – Grandezas de corte para arestas de corte retilíneas. Exemplo: torneamento cilíndrico com ferramenta com λ = 0; o ponto de corte escolhido neste caso encontra-se na ponta de corte da ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000).

2.6. Análise Simplificada das Grandezas Na prática de usinagem, raramente as grandezas definidas são constantes. Entretanto, é freqüente a possibilidade de considera-las aproximadamente constantes, bastando para isso que uma análise da magnitude do erro cometido seja feita. Como o processo de usinagem é dependente de um grande número de variáveis e se constitui em um processo randômico, os erros considerados aceitáveis podem oscilar entre 10 e 15% dos valores medidos ou calculados. A situação idealmente simples para análise das relações entre as grandezas de usinagem, ocorre quando se considera uma ferramenta com aresta de corte retilínea, com

ponta de corte em canto vivo, ângulo de inclinação λ = 0 e ângulo de posição da aresta secundária χ’r = 0. Para a situação idealmente simplificada (figura 2.9), tem-se: 

Seção Transversal de Corte (A) – é a área da seção transversal calculada de um cavaco a ser removido, medida perpendicularmente à direção de corte no plano de medida. Neste caso é válida a relação:

A  ap  f  b  h 

Largura de Corte (b) – é a largura calculada da seção transversal de corte. Nas condições idealizadas, a largura de corte é idêntica ao comprimento da aresta de corte ativa e à largura nominal de corte (bD). Da figura 2.9, têm-se:

b



ap sen X r

Espessura de Corte (h) – é a espessura calculada da seção transversal de corte. Nas condições idealizadas, a espessura de corte é idêntica à espessura nominal de corte (hD) e é calculada com base na figura 9, por:

h  f  sen X r 

A b

3. Geometria da Cunha de Corte Denomina-se cunha de corte (ou gume de corte) a parte da ferramenta na qual o cavaco se origina, através do movimento relativo entre a ferramenta e a peça. As arestas que limitam as superfícies de corte são arestas de corte (Fonte: NBR 6163).

A seguir são descritas as principais partes construtivas de uma ferramenta de corte. 

Superfícies de Saída (Aγ) – é a superfície da cunha de corte sobre a qual o cavaco é formado e sobre a qual o cavaco escoa durante sua saída da região do trabalho de usinagem (figuras 3.1, 3.2, 3.3 e 3.4).

Figura 3.1 – Cunha de corte da ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al,2000).



Superfície Principal de Folga (Aα) – é a superfície da cunha de corte da ferramenta que contém sua aresta principal de corte e que defronta com a superfície em usinagem principal (figuras 3.1, 3.2, 3.3 e 3.4).



Superfície Secundária de Folga (A’α) – é a superfície da cunha de corte da ferramenta que contém sua aresta de corte secundária e que defronta com a superfície em usinagem secundária (figuras 3.1, 3.2, 3.3 e 3.4).

Figura 3.2 – Arestas de corte e superfícies da parte de corte de uma ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Aresta Principal de Corte (S) – é a aresta da cunha de corte formada pela intersecção das superfícies de saída e de folga principal (figura (figuras 3.1, 3.2, 3.3 e 3.4). Gera na peça a superfície em usinagem principal.



Aresta Secundária de Corte (S’) – é a aresta da cunha de corte formada pela intersecção das superfícies de saída e de folga secundária (figuras 3.2, 3.3 e 3.4). Gera na peça a superfície em usinagem secundária.

Figura 3.3 – Arestas de corte e superfícies da parte de corte de uma fresa frontal (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Ponta de Corte – é a parte da cunha de corte onde se encontram as arestas principal e secundária de corte (figuras 3.2, 3.3 e 3.4). A ponta de corte pode ser a intersecção das arestas, ou a concordância das duas arestas através de um arredondamento, ou o encontro das duas arestas através de um chanfro.

Figura 3.4 – Arestas de corte e superfícies da parte de corte de uma broca helicoidal (Fonte: DINIZ et al, 2000)

3.1. Sistemas de Referência

Para a definição e descrição dos ângulos da parte de corte são necessários um sistema de referência da ferramenta e um sistema de referência efetivo. Cada um desses sistemas é constituído de planos ortogonais entre si.

Figura 3.5 – Planos do sistema de referência da ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).

O sistema de referência da ferramenta tem aplicação na determinação da geometria da parte de corte da ferramenta, durante o projeto, execução, afiação, reparo e controle da mesma. O sistema de referência efetivo se aplica na determinação da geometria da parte de corte que estará atuando durante a ocorrência do processo de usinagem, ou seja, com a ferramenta fixada na respectiva máquina-ferramenta e com todas as condições operacionais definidas e atuantes.

Sistema de Referência da Ferramenta

As figuras 3.5, 3.6 e 3.7 trazem uma representação esquemática do sistema de referência da ferramenta para os processos de torneamento, fresamento cilíndrico e furação, respectivamente. Os planos que compõem esses sistemas de referência são os seguintes:

Figura 3.6 – Planos do sistema de referência da ferramenta numa fresa cilíndrica (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Plano de Referência da Ferramenta (Pr) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é perpendicular à direção admitida de corte. A direção admitida de corte é escolhida de maneira que o plano de referência da ferramenta (Pr) seja paralelo ou perpendicular a uma superfície ou eixo da ferramenta, ou ainda, que contenha ou coincida com referida superfície ou eixo.

Figura 3.7 – Planos do sistema de referência da ferramenta numa broca helicoidal (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Plano de Corte da Ferramenta (Ps) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é tangente ou contém a aresta da corte e é perpendicular ao plano de referência da ferramenta (Pr).



Plano Ortogonal da Ferramenta (Po) – é o plano que passando pelo ponto de corte escolhido é perpendicular aos planos de referência (Pr) e de corte (Ps) da ferramenta.

A figura 3.5 também mostra os planos auxiliares, que são indispensáveis para a definição de alguns ângulos da geometria e posicionamento da ferramenta. São eles: 

Plano Admitido de Trabalho (Pf) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é perpendicular ao plano de referência da ferramenta (Pr) e paralelo à direção admitida de avanço.



Plano Dorsal da Ferramenta (Pp) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é perpendicular aos planos de referência da ferramenta (Pr) e admitido de trabalho (Pf).

Sistema Efetivo de Referências

Se os sistemas de referência da ferramenta e efetivo tiverem como suas origens o mesmo ponto de corte escolhido, a única diferença entre os dois sistemas será devido à rotação de um em relação ao outro. No primeiro, o plano de referência da ferramenta é perpendicular à direção de corte (ou direção admitida de corte) e, no segundo, o plano efetivo de referência é perpendicular à direção efetiva de corte. Os planos do sistema efetivo de referências são os seguintes: 

Plano de Referência Efetivo (Pre) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é perpendicular à direção efetiva de corte.



Plano de Corte Efetivo (Pse) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é tangente à aresta de corte e perpendicular ao plano de referência efetivo (Pre).



Plano Ortogonal Efetivo (Poe) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é perpendicular aos planos de referência efetivo (Pre) e de corte efetivo (Pse).

Os planos auxiliares no sistema efetivo de referência são: 

Plano de Trabalho (Pfe) – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, contém as direções efetivas de corte e de avanço.



Plano Dorsal Efetivo – é o plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é perpendicular aos planos de referência efetivo (Pre) e de trabalho (Pfe).

3.2. Ângulos da Parte de Corte

Os ângulos da parte de corte destinam-se à determinação da posição e da forma da cunha de corte. Os ângulos definidos no sistema de referência da ferramenta são os seguintes:  Ângulo de Posição da Ferramenta (χr) – é o ângulo entre o plano de corte da ferramenta (Ps) e o plano admitido de trabalho (Pf), medido sobre o plano de referência da ferramenta (Pr) (figuras 3.8, 3.10, 3.11 e 3.12).  Ângulo de Posição da Aresta Secundária da Ferramenta (χ’r) – é o ângulo entre o plano de corte secundário da ferramenta (P’s) e o plano admitido de trabalho (Pf) (figuras 3.8, 3.10, 3.11 e 3.12).  Ângulo da Ponta da Ferramenta (εr) – é o ângulo entre os planos principal de corte (Ps) e o secundário de corte (P’s), medido sobre o plano de referência da ferramenta (Pr) (figuras 3.8, 3.10, 3.11 e 3.12).  Ângulo de Inclinação da Ferramenta (λs) – é o ângulo entre a aresta de corte e o plano de referência da ferramenta (Pr), medido sobre o plano de corte da ferramenta (Ps) (figuras 3.10, 3.11 e 3.12).  Ângulo de Saída da Ferramenta (γ) – é o ângulo entre a superfície de saída (Aγ) e o plano de referência da ferramenta (Pr) (figuras 3.9, 3.10, 3.11 e 3.12).  Ângulo de Cunha da Ferramenta (β) – é o ângulo entre as superfícies de saída (Aγ) e de folga (Aα) (figuras 3.9, 3.10, 3.11 e 3.12).  Ângulo de Folga da Ferramenta (α) – é o ângulo entre a superfície de folga (Aα) e o plano de corte da ferramenta (Ps) (figuras 3.9, 3.10, 3.11 e 3.12).

Figura 3.8 – Ângulos de localização das arestas de corte no sistema de referência da ferramenta, para torneamento cilíndrico (esquerda) e torneamento de faceamento (esquerda) (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Figura 3.9 â&#x20AC;&#x201C; Ă&#x201A;ngulos de saĂda, de cunha e de folga da ferramenta, representados no plano admitido de trabalho (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Figura 3.10 â&#x20AC;&#x201C; Ă&#x201A;ngulos de uma ferramenta de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Figura 3.11 â&#x20AC;&#x201C; Ă&#x201A;ngulos da ferramenta numa fresa de faceamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Figura 3.12 â&#x20AC;&#x201C; Ă&#x201A;ngulos da ferramenta numa broca helicoidal (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Ângulos da Parte de Corte no Sistema Efetivo de Referância

A cada ângulo do sistema de referência da ferramenta corresponde um ângulo do sistema efetivo de referência, cuja definição é similar àquela utilizada para definição dos ângulos do sistema de referência da ferramenta.

4. Forças e Potências de Corte O conhecimento do comportamento e da ordem de grandeza dos esforços de corte nos processos de usinagem é de fundamental importância, pois eles afetam a potência necessária para o corte, que é utilizada para o dimensionamento do motor da máquinaferramenta, a capacidade de obtenção de tolerâncias apertadas, a temperatura de corte e o desgaste da ferramenta. O método que será utilizado para a determinação dos esforços de corte é empírico, e utiliza-se de coeficientes retirados de procedimentos experimentais. Serão também considerados aspectos relativos à influência do material da peça, material e geometria da ferramenta e condições de usinagem.

4.1. Forças Durante a Usinagem

As forças de usinagem são consideradas como uma ação da peça sobre a ferramenta (figura 4.1). A força total resultante que atua sobre a cunha cortante durante a usinagem é chamada de força de usinagem (Fu). A princípio, nem a direção, nem o sentido da força de usinagem, são conhecidos, tornando-se impossível medi-la e conhecer melhor as influências de diversos parâmetros no seu valor. Então, não se trabalha com a força de usinagem propriamente, mas com suas componentes segundo diversas direções conhecidas.

Componentes de Fu Inicialmente, Fu é decomposta em uma componente que está no plano de trabalho, chamada força ativa (Ft) e uma componente perpendicular ao plano de trabalho, chamada força passiva ou força de profundidade (Fp).

Figura 4.1 – Força de usinagem e suas componentes na operação de torneamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).



Componentes da Força Ativa (Ft) – as componentes da força ativa contribuem para a potência de usinagem, pois estão no plano de trabalho, plano em que os movimentos de usinagem são realizados. São elas:

Força de Corte (Fc) – projeção de Fu sobre a direção de corte

Força de Avanço (Ff) – projeção de Fu sobre a direção de avanço

Força de Apoio (Fap) – projeção de Fu sobre a direção perpendicular à direção de avanço, situada no plano de trabalho (figura 4.2)

Figura 4.2 – Força de usinagem e suas componentes na operação de fresamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Ft  Fap2  Ff2

Fapt  Ft 2  F f2

Quando o ângulo da direção de avanço φ = 90o, no torneamento, por exemplo.

Ft  Fc2  F f2

Fc  Ft 2  F f2

Força Efetiva de Corte (Fe) – projeção de Fu sobre a direção efetiva de corte.



Componente Passiva ou de Profundidade (Fp) – componente de Fu em um plano perpendicular ao de trabalho. Esta componente não contribui

para a potência de usinagem, pois é perpendicular aos movimentos. Porém é importante que se estude o comportamento e o valor desta força, pois ela é responsável pela deflexão elástica da peça e da ferramenta durante o corte e, por isso, é responsável pela dificuldade de obtenção de tolerâncias de forma e dimensão apertadas.

Assim, tem-se a seguinte relação entre as forças de usinagem , ativa e passiva:

Fu  Fp2  Ft 2

4.2. Potências de Usinagem

Uma máquina ferramenta gera potência para girar seu eixo-árvore e executar o movimento de corte e para executar o movimento de avanço. Assim, pode-se estabelecer as seguintes relações para as potências de corte e de avanço:

a) Potência de corte

Pc 

Fc  vc 60  10 3

Onde: Pc é a potência de corte, em kW Fc é a força de corte, em N vc é a velocidade de corte, em m.min-1 b) Potência de avanço

Pf 

Ff  v f 60  10 6

Onde: Pf é a potência de avanço, em kW Ff é a força de avanço, em N vf é a velocidade de avanço, em mm.min-1

c) Relação entre as potências de corte e de avanço

Pc 1000  Fc  vc  Pf Ff  v f

como;

vf  f n

vc 

 d n 1000

tem-se:

Pc F  d n F d  c    c  Pf Ff f n Ff f

No torneamento tem-se que Fc ~ 4,5.Ff Tomando-se, por exemplo, d = 10 mm e f = 1 mm / volta, que são limites extremos para esta análise, isto é, d é muito pequeno e f é muito grande, a fim de tornar a relação Pc/Pf a menor possível, tem-se: Pc    4,5  10  140

Ou seja, a potência de avanço, em uma situação extrema, é 140 vezes menor que a potência de corte. Esta diferença entre a potência de corte e potência de avanço, permite desprezar a potência de avanço no dimensionamento do motor da máquina, naquelas máquinas em que somente um motor é responsável tanto pelo movimento de

avanço quanto pelo movimento de corte. Quando a máquina possui motor independente para o movimento de avanço, verifica-se que este motor é sempre muito menor que o motor responsável pelo movimento de corte.

d) Potência fornecida pelo motor (Pm) Nas máquinas operatrizes que apresentam um único motor para o movimento de corte e avanço, como Pc é muito maior que Pf, despreza-se Pf e faz-se:

Pm 



Onde: η é o rendimento da máquina operatriz, 0,6 a 0,8 em máquinas convencionais, que possuem caixa de engrenagens para transmissão do movimento e maior que 0,9 em máquinas CNC, onde o motor tem variação contínua de rotação e a transmissão de movimentos do motor é realizada com poucos (ou nenhum) elementos de transmissão.

4.3. Cálculo da Força de Corte

A força de corte pode ser expressa pela relação: Fc  k s  A

Onde: ks é a pressão específica de corte, em N/mm2 A é a área da seção de corte, em mm2

A determinação da pressão específica de corte pode ser realizada através de uma série de métodos, todos estabelecido a partir de dados experimentais, dentre os quais, os de aplicação mais direta e, conseqüentemente, os mais utilizados, são o de Kienzle e o da Sandvik. Ambos os métodos constituem em estabelecer um valor de pressão específica de corte para um valor fixo da espessura de corte (h) e então extrapolar esse valor para qualquer espessura de corte desejada.

Esses valores de ks para espessuras fixas de corte são apresentados, nos catálogos de fabricantes de ferramentas, para cada ferramenta e material ao qual essa ferramenta se dedica. Obviamente, o método Sandvik é o utilizado por esse fabricante, enquanto a maioria dos demais utiliza-se do método de Kienzle. Ferraresi (1977) apresenta outros três métodos para a determinação de ks, o da ASME, da AWS e o de Kronenberg, que atualmente não são tão utilizados, mas é um estudo interessante. No mesmo livro Ferraresi também apresenta de maneira interessante como as diversas variáveis dos processos de usinagem influenciam na variação da pressão específica de corte. Esses itens não foram incluídos nesta apostila propositalmente, para incentivar o aluno a conhecer os livros clássicos sobre o assunto.

Método de Kienzle

O aumento de ks com a diminuição de h é uma propriedade que se aplica a todo o processo de usinagem, conforme pode ser visto na figura 4.3.

Figura 4.3 – Variação da pressão específica de corte com a espessura de corte para diversos processos de usinagem (Fonte: FERRARESI, 1977)

A figura 4.4 mostra em que proporções se dá esse aumento para um determinado par peça-ferramenta. O que, quando colocado em uma escala bi-logarítmica, apresenta uma relação linear (figura 4.5), que pode ser expressa pelas equações a seguir.

y  b  ax ou seja

log k s  log k s1  c. log h ou ainda

ks 

k s1 hc

Onde: ks1 é a pressão específica de corte para uma seção de corte de 1 mm2, em N/mm2 c é o coeficiente angular da reta da figura 4.5. h é a espessura do cavaco, em mm

Figura 4.4 – Variação da pressão específica de corte com a espessura de corte (Fonte: FERRARESI, 1977).

Alguns valores para ks1 e c são apresentados no anexo A, que traz a tabela de aplicação para ferramentas do fabricante Iscar Ltd. (www.iscar.com).

Figura 4.5 – Representação bi-logarítmica da pressão específica de corte em função da espessura de corte (Fonte: FERRARESI, 1977).

Exemplo: Deseja-se determinar, pelo método de Kienzle, a pressão específica de corte para a usinagem de um aço ABNT 4140 (equivalente ao SAE 4140, na norma norte-americana) para uma espessura de cavaco (h) de 0,7 mm. Solução: Pela tabela do fabricante Iscar o aço SAE 4140 pode ser classificado tanto no grupo 6 quanto no grupo 7, com ks1 de 1775 e 1675 N.mm-2, respectivamente. Em casos como esse é prudente utilizar o maior valor, visto que, caso haja erro, esse será direcionado para a segurança da operação. O valor de c para ambos os casos é 0,24.

Calculando:

ks 

k s1 1775   1933,64 N .mm 2 c 0, 24 h 0,7

Método Sandvik

O método Sandvik parte de valores tabelados para uma espessura de corte fixa h = 0,4 mm. Para a correção desse valor é utilizada a relação da equação a seguir.

 0,4  k s  k s 0, 4 .   h 

0 , 29

Onde: ks(0,4) é a pressão específica de corte para uma espessura de cavaco de 0,4 mm, em N/mm2

Da mesma forma que o método anterior, o anexo B traz uma tabela com valores de ks(0,4) para algumas aplicações de ferramentas Sandvik (www.sandvikcoromant.com ). Exemplo: Determinar, pelo método Sandvik, o valor da pressão específica de corte para a usinagem de um aço ABNT 1045 (equivalente ao SAE 1045, na norma norte americana) para uma espessura de cavaco (h) de 0,5 mm. Solução: Pela tabela da Sandvik Coromant, o valor da pressão específica de corte do aço SAE 1045, para h = 0,4 mm, é 650 N.mm-2.

Calculando:

 0,4  k s  k s 0, 4  .   h 

0 , 29

 0,4   650.   0,5 

0, 29

 609,27 N .mm 2

4.3.1. Cálculo da Força e da Potência de Corte no Torneamento

Para calcular a força e a potência de corte em um processo de torneamento, será utilizada a análise simplificada das grandezas de corte, conforme já foi justificado no capítulo 2. O cálculo pode seguir, conforme apropriado para cada situação, o seguinte roteiro:

4.3.1.1. Cálculo da Área da Seção Transversal do Cavaco

Conhecidos o avanço (f) e a profundidade de corte (ap) calcula-se a área da seção transversal do cavaco.

A  ap. f

Onde: A é a área de seção transversal do cavaco, em mm2 ap é a profundidade de corte, em mm f é o avanço por revolução, em mm

4.3.1.2. Cálculo da Espessura do Cavaco

Conhecido o avanço (f) e o ângulo de posição da ferramenta (χr), calcula-se a espessura do cavaco.

h  f .sen r

Onde: h é a espessura do cavaco, em mm χr é o ângulo de posição da ferramenta, em o

4.3.1.3. Cálculo da Pressão Específica de Corte

Conhecida a espessura de corte, e as propriedades do material a ser usinado, a pressão específica de corte pode ser calculada utilizando tanto o método de Kienzle quanto o da Sandvik, conforme 4.3.

4.3.1.4. Cálculo da Força de Corte

A força de corte é calculada multiplicando a pressão específica de corte pela área da seção transversal do cavaco. Fc  A.k s

Onde: Fc é a força de corte, em N ks é a pressão específica de corte, em N/mm2 4.3.1.5. Cálculo da Potência de Corte

Para calcular a potência de corte é necessário conhecer, além da força de corte, a velocidade de corte.

Pc 

Fc .vc 60.10 3

Onde: Pc é a potência de corte, em kW vc é a velocidade de corte, em m/min 4.3.1.6. Cálculo da Potência da Máquina

Para calcular a potência que a máquina precisa ter para realizar uma determinada operação é necessário conhecer o seu rendimento.

Pm 



Onde: Pm é a potência da máquina, em kW η é o rendimento, adimensional

4.3.2. Cálculo da Força e da Potência de Corte na Furação

4.3.2.1. Cálculo do Avanço

O avanço máximo em um processo de furação deve ser calculado em função da dureza do material e do diâmetro do furo que pretende-se fazer.

f  30

Dd HB

Onde: f é o avanço, em mm/revolução D é o diâmetro final do furo, em mm d é o diâmetro inicial do furo, em mm HB é a dureza Brinell do material, em N/mm2

4.3.2.2. Cálculo do Avanço por Gume

Como uma broca é uma ferramenta multicortante , para poder calcular a espessura do cavaco é necessário calcular o avanço por gume.

fz 

f z

Onde: fz é o avanço por gume, em mm/revolução z é o número de gumes da ferramenta

4.3.2.3. Cálculo da Espessura do Cavaco

Para o cálculo da espessura do cavaco, o ângulo que deve ser considerado é igual à metade do ângulo da ponta da ferramenta.

  h  f z .sen  2

Onde: h é a espessura do cavaco, em mm ε é o ângulo da ponta da ferramenta, em o O ângulo da ponta da ferramenta para uma broca é, normalmente, igual a 118o.

4.3.2.4. Cálculo da Força de Corte

Fc 

Dd . f .k s 2

4.3.2.5. Cálculo do Momento Torçor

Como uma broca é uma ferramenta rotativa, deve ser calculado o seu momento torçor para do cálculo da potência.

M  Fc .

Onde: M é o momento torçor, em N.m

Dd 4000

4.3.2.6. Cálculo da Potência de Corte

Pc 

M .n 60.10 3

Onde: n é a velocidade de rotação, em RPM

4.3.2.7. Cálculo da Potência da Máquina

Pm 



Onde: Pm é a potência da máquina, em kW η é o rendimento, adimensional

4.3.3. Cálculo da Força e Potência de Corte no Fresamento

Os dois tipos principais de fresamento são o frontal e o cilíndrico tangencial.

4.3.3.1. Fresamento Frontal

A figura 4.6 mostra as dimensões características em um processo de fresamento frontal.

Figura 4.6 – Dimensões características no fresamento frontal (Fonte: WITTE, 1998).

4.3.3.1.1. Cálculo da Largura de Usinagem

b

ap sin 

Onde: b é a largura de usinagem, em mm ap é a profundidade de usinagem, em mm χ é o ângulo de entrada, em o

4.3.3.1.2. Cálculo do Ângulo de Penetração

 s   2  1

cos 1 

cos  2 

l1 D 2

   l2 D 2

 

Onde: φs é o ângulo de penetração, em o l1 é a posição da fresa em relação ao centro da usinagem, em mm l2 é a posição da fresa em relação ao centro da usinagem, em mm D é o diâmetro da fresa, em mm

4.3.3.1.3. Cálculo da Espessura Média de Usinagem

hm 

57,3

s

. f z . sin  cos 1  cos  2 

Onde: hm é a espessura média de usinagem, em mm

4.3.3.1.4. Cálculo da Área da Seção Transversal do Cavaco A  b.hm

Onde: A é a área da seção transversal do cavaco, em mm2

4.3.3.1.5. Cálculo da Força de Corte por Dente Fcz  A.k s

Onde: Fcz é a força de corte por dente, em N

4.3.3.1.6. Cálculo do Número de Dentes que Participam da Usinagem

ze 

z. s 360

Onde: z é o número de dentes da fresa ze é o número de dentes que participam da usinagem

4.3.3.1.7. Cálculo da Potência de Corte

Pc 

z e .Fcz .vc 60.10 3

Onde: Pc é a potência de corte, em kW

4.3.3.2. Fresamento Cilíndrico Tangencial

As figuras 4.7 e 4.8 mostram as dimensões características no cálculo do fresamento cilíndrico tangencial.

Figura 4.7 – Dimensões características no fretamento cilíndrico tangencial (Fonte: WITTE, 1998).

4.3.3.2.1. Cálculo do Ângulo de Penetração

cos  s  1 

ap D 2

 

4.3.3.2.2. Cálculo da Espessura Média do Cavaco

hm 

57,3

s

.fz.

ap D 2

 

Figura 4.8 – Representação do cavaco tipo vírgula (Fonte: WITTE, 1998).

4.3.3.2.3. Cálculo da Área da Seção Transversal do Cavaco A  b.hm

4.3.3.2.4. Cálculo da Força de Corte por Dente Fcz  A.k s

4.3.3.2.5. Cálculo do Número de Dentes que Participam da Usinagem

ze 

z. s 360

4.3.3.2.6. Cálculo da Potência de Corte

Pc 

z e .Fcz .vc 60.10 3

5. Mecanismo de Formação de Cavaco A formação de cavaco influencia diversos fatores ligados à usinagem, tais como o desgaste da ferramenta, os esforços de corte, o calor gerado na usinagem, a penetração do fluido de corte, etc. Assim, estão envolvidos com o processo de formação de cavaco aspectos econômicos e de qualidade da peça, a segurança do operador, a utilização adequada da máquina-ferramenta, etc. O corte dos materiais envolve o cisalhamento concentrado ao longo de um plano chamado plano de cisalhamento (zona primária de cisalhamento). O ângulo entre o plano de cisalhamento e a direção de corte é chamado de ângulo de cisalhamento (Φ). Quanto maior a deformação do cavaco sendo formado, menor o ângulo de cisalhamento e maiores são os esforços de corte. Esta influência é marcante na usinagem de materiais dúcteis, muito suscetíveis à deformação.

Figura 5.1 – Esquema da formação do cavaco mostrando o plano de cisalhamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).

A parte de trás do cavaco é rugosa devido ao fato da deformação não ser homogênea. Isto é devido à presença de pontos de baixa resistência ou de concentração de tensão presente no metal sendo usinado. Um plano de cisalhamento passando através de um ponto de concentração de tensão, causa deformação a um valor de tensão mais baixo que aquela que deforma um ponto que não está sob concentração de tensão.

Nas condições normais de usinagem a formação de cavo se processa da seguinte forma:

a) uma pequena porção de material ainda solidária à peça é recalcada (deformação plástica e elástica) contra a superfície de saída da ferramenta; b) esta deformação plástica aumenta progressivamente, até que as tensões de cisalhamento se tornem suficientemente grandes, de modo a se iniciar um deslizamento entre a porção de material recalcada e a peça; c) continuando a penetração da ferramenta, haverá uma ruptura (cisalhamento) parcial ou completa do cavaco, acompanhando o plano de cisalhamento; d) devido ao movimento relativo entre a ferramenta e a peça, inicia-se um escorregamento da porção de material deformada e cisalhada sobre a superfície de saída da ferramenta. Enquanto isso, uma nova porção de material está se formando e cisalhando, a qual irá também escorregar sobre a superfície de saída da ferramenta, repetindo o fenômeno.

Conclui-se que o fenômeno de formação de cavaco é periódico. Essa periodicidade foi comprovada experimentalmente por meio da medida da freqüência e da amplitude de variação de intensidade da força de usinagem.

Na usinagem de materiais dúcteis, que tem grande zona plástica e, por isso, deformam-se bastante antes da ruptura, essas quatro fases são bem pronunciadas. Já em materiais frágeis, que possuem zona plástica bem pequena e, por isso, rompem-se com pouca deformação plástica, as fases “a” e “b” são bem curtas, na fase “c” a ruptura do cavaco é total e a fase “d” é praticamente inexistente, já que o pequeno cavaco formado pula fora da região de corte, não atritando com a superfície de saída da ferramenta.

5.1. A Interface Cavaco-Ferramenta

Na interface cavaco-superfície de saída da ferramenta, existe uma zona de aderência e, logo após esta, uma zona de escorregamento entre cavaco e ferramenta (figura 5.2). O movimento do cavaco na zona de aderência ocorre por cisalhamento do

material do cavaco. Bem próximo da interface é formada uma zona de cisalhamento intenso (chamada de zona de fluxo). Ali existe uma camada de material estacionário na interface cavaco-ferramenta e a velocidade de saída do cavaco vai aumentando a medida que se percorre sua espessura, até que se chega ao fim da zona de fluxo, onde acaba o cisalhamento e a velocidade de saída do cavaco fica constante. Esta zona de fluxo tem uma espessura da ordem de 0,01 a o,08 mm, isto é, depois disso a velocidade de saída do cavaco se estabiliza (figura 5.3). Na zona de aderência, a área de contato entre cavaco e ferramenta é total, isto é a área real de contato é igual à aparente. Ao lado da zona de aderência acontece uma zona de escorregamento, como mostrado na figura 5.2. Ali o contato se dá apenas nos picos das irregularidades das duas superfícies em contato. A zona de aderência ocorre devido às altas tensões de compressão, às altas taxas de deformação e à pureza do material da peça em contato com a ferramenta.

Figura 5.2 – Área de contato cavaco-ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Figura 5.3 – Zona de fluxo dentro do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000).

As condições na interface, de escorregamento ou aderência, dependem do par ferramenta-peça, do tempo de usinagem e da velocidade de corte. As condições de aderência são favorecidas por altas velocidades de corte, longos tempos de usinagem e pequenas diferenças entre o material da peça e da ferramenta. Quanto menor o ângulo de saída da ferramenta, maior o comprimento de contato cavaco-superfície de saída da ferramenta e, com isso, maior zona de aderência. Quanto maior a zona de aderência, maiores a temperatura de corte e a força de usinagem.

5.2. Controle da Forma do Cavaco

Diversos problemas práticos têm relação com a forma do cavaco produzido na usinagem, já que esta tem implicações nas seguintes áreas: 1 – Segurança do Operador – um cavaco longo, em forma de fita pode, ao atingir o operador, machucá-lo seriamente. 2 – Possível Dano à Ferramenta e à Peça – outra vez, um cavaco em forma de fita, pode se enrolar à peça, danificando seu acabamento superficial. Além do dano à peça, um cavaco em fita pode também prejudicar a ferramenta. Em operações de torneamento, por

exemplo, quando o cavaco se enrola sobre a peça, ele tenta penetrar entre a interface peça-ferramenta, podendo causar a quebra da ferramenta. Em operações de furação um cavaco em fita pode entupir o canal helicoidal da broca e causar também sua quebra. 3 – Manuseio e Armazenagem do Cavaco – logicamente, um cavaco longo em forma de fita, é muito mais difícil de manipular e requer um volume muito maior para ser armazenado, que um cavaco curto com o mesmo peso. 4 – Forças de Corte, Temperatura e Vida da Ferramenta – ao se procurar deformar mais o cavaco visando aumentar sua capacidade de quebra, pode-se aumentar bastante os esforços de corte, com conseqüente aumento da temperatura e diminuição da vida da ferramenta.

5.3. Classificação dos Cavacos

Os cavacos são classificados de diversas maneiras. Uma das mais didáticas é aquela que classifica o cavaco em tipos e formas.

Os tipos de cavacos são: a) Cavaco contínuo – constituído de lamelas justapostas numa disposição contínua. A distinção das lamelas não é nítida. Forma-se na usinagem de materiais dúcteis, onde o ângulo de saída deve assumir valores elevados. b) Cavaco de cisalhamento – apresenta-se constituído de lamelas justapostas bem distintas. c) Cavaco de ruptura – apresenta-se constituindo de fragmentos arrancados da peça usinada. As formas de cavaco são (figura 5.4): a) Cavaco em fita b) Cavaco helicoidal c) Cavaco espiral d) Cavaco em lascas ou pedaços O cavaco em fita carrega consigo todos os inconvenientes já citados anteriormente. As outras formas de cavaco não tem inconvenientes mais sérios, dependendo do tipo de

processo utilizado. Assim, por exemplo, o cavaco em lascas é preferido quando houver pouco espaço disponível, ou quando o cavaco deve ser removido por fluido refrigerante sob pressão, como no caso da furação profunda. Em fresamento frontal de faceamento, quando a remoção de material é elevada, prefere-se a formação de cavacos helicoidais, pois estes saltam fora do bolsão de armazenamento de cavaco entre os dentes da fresa, não tendo o risco de entupimento deste espaço.

Figura 5.4 – Formas do cavaco: a) em fita; b) helicoidal; c) espiral; d) em lascas (Fonte: DINIZ et al, 2000).

5.4. Alteração da Forma do Cavaco

Geometricamente a forma do cavaco é determinada pela combinação de: a) curvatura vertical (ω); b) curvatura lateral (θ) e c) ângulo do fluxo do cavaco (η) como mostrado na figura 5.5.

Figura 5.5 – Variação da forma de cavaco através da curvatura vertical, curvatura lateral e do ângulo de inclinação do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000).

A melhor maneira de se promover a curvatura vertical é a colocação de um obstáculo no caminho do fluxo do cavaco, o qual é chamado de quebra-cavacos. O aumento da deformação do material sendo usinado via diminuição dos ângulos de saída e/ou inclinação da ferramenta e o aumento do atrito cavaco-ferramenta, também promove a curvatura vertical. A curvatura lateral do cavaco ocorre quando há um gradiente de velocidade de corte ao longo da aresta de corte, como é o caso da furação e do torneamento de peças de pequeno diâmetro com alta profundidade de corte. Ela também pode ser induzida pelo aumento da relação avanço / profundidade de usinagem quando o ângulo de saída é pequeno. É interessante que se promova a curvatura do cavaco a fim de se conseguir sua quebra e assim evitar a formação de cavacos em fita. Diversos tipos de quebra de cavacos podem ser observadas (figura 5.6), isto é, o cavaco pode se dobrar verticalmente e se quebrar ao atingir a peça (5.6-a), pode se dobrar verticalmente e se enrolar sobre si

mesmo quando tocar a peça (5.6-b), pode se dobrar verticalmente e lateralmente e se quebrar ao atingir a superfície de folga da ferramenta (5.6-c) ou se dobrar lateralmente e se quebrar quando atingir a superfície da peça que ainda não foi usinada.

Para facilitar a quebra do cavaco pode-se:

a) diminuir a deformação limite de ruptura, aumentando a fragilidade do material através de tratamentos térmicos ou de trabalho a frio do material (encruamento). Partículas de MnS e Pb em aços de usinabilidade melhorada também tem uma ação de aumento da fragilidade do material. b) aumentar a espessura do cavaco através do aumento do avanço ou do ângulo de posição da ferramenta. Quanto maior a espessura do cavaco, mais flexíveis eles são e, assim, se tornam mais difíceis de quebrar. c) diminuir o raio de curvatura do cavaco, através da diminuição do ângulo de saída ou inclinação, ou da colocação de quebra-cavacos. d) limitar o espaço para o fluxo do cavaco.

Figura 5.6 – Diferentes tipos de quebra de cavacos (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Com relação à influência da velocidade de corte, da profundidade de usinagem e da geometria da ferramenta na capacidade de quebra do cavaco, pode-se dizer o seguinte:



em baixas velocidades de corte os cavacos, geralmente, apresentam boa curvatura natural e, portanto, não costumam apresentar problemas com relação à quebra. Quando as velocidades de corte aumentam e atingem a faixa que normalmente é utilizada quando se utiliza ferramentas mais resistentes ao desgaste, o problema da quebra de cavaco passa a ter muita importância.



grandes profundidades de usinagem auxiliam o aumento da capacidade de quebra de cavaco.



a relação entre raio de ponta e profundidade de usinagem influencia na quebra do cavaco, como mostrado na figura 5.8. Quando a relação ap/r é pequena, o cavaco se dobrará lateralmente, com grande ângulo de fluxo, formando um cavaco que não se quebra com facilidade. Quando esta relação é grande, além de curvatura lateral, haverá também curvatura vertical do cavaco e ele se dobrará no sentido de encontrar a superfície de folga da ferramenta e lá se quebrar.

Figura 5.7 – Condição limite para a quebra do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000).

A mudança das condições de usinagem com o fim de se obter uma forma adequada de cavaco, deve ser tanto quanto possível evitada, pois estas são fixadas levando-se em consideração requisitos técnicos e econômicos do processo.

Figura 5.8 – Influência da relação ap/r na curvatura e quebra do cavaco (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Assim, o meio mais adequado para se obter a quebra do cavaco é a utilização de elementos de forma colocados na superfície de saída da ferramenta, denominados quebra-cavacos. Os quebra-cavacos pode ser moldados na superfície de saída da ferramenta ou postiços (figura 5.9).

Figura 5.9 – Quebra cavacos postiços e moldados na superfície de saída (Fonte: DINIZ et al, 2000).

As dimensões do quebra-cavacos estão intimamente relacionadas com a espessura, velocidade e profundidade de usinagem, além do material usinado. Esta dependência diminui a versatilidade do emprego da ferramenta com quebra-cavacos moldado na superfície de saída. Outra desvantagem deste tipo de quebra-cavacos é que ele dificulta ou impossibilita a afiação da ferramenta. Mesmo assim, ferramentas com este tipo de quebra-cavacos são bastante utilizadas, devido ao fato de que em uma produção seriada ou semi-seriada, existem muitas peças a serem usinadas em acabamento e muitas em desbaste e, em geral, as máquinas podem ter em seu carro porta-ferramentas mais do que uma ferramenta. Além disso, o quebra-cavacos postiço exige que o operador

o coloque na posição correta sobre a superfície de saída da ferramenta, posição esta dependente do avanço e da profundidade de usinagem utilizadas. Isto nem sempre é realizado corretamente, o que faz com que, algumas vezes, o cavaco não se quebre adequadamente, mesmo com a presença de quebra-cavacos postiço. Outro ponto desvantajoso para o quebra-cavacos postiço é que ele também se desgasta e precisa ser substituído de tempos em tempos, sua utilização implica em mais um item de estoque e muitas vezes, por ser pequeno, é de difícil manipulação pelo operador. Existem diversas geometrias de pastilhas intercambiáveis com quebra-cavacos moldados na superfície de saída destinadas a quebrar o cavaco em uma determinada faixa de condições de usinagem. A cada uma dessas geometrias corresponde um gráfico, onde se tem a região de avanço-profundidade de corte típica para uma dada ferramenta. Por isso, por exemplo, uma ferramenta com quebra-cavacos moldado projetada para quebrar o cavaco em operações de desbaste médio, não quebra o cavaco se for utilizada em operações de acabamento e nem em operações de desbaste, e vice-versa.

Em muitas operações de usinagem a forma do cavaco é instável, variando muito facilmente mesmo quando as condições do corte são mantidas constantes. As principais razões para que isto aconteça são: a) Variação da força agindo no cavaco – com o progresso do corte o peso do cavaco aumenta constantemente e o centro de gravidade muda de posição. Estas forças criam uma distribuição de tensão não uniforme na raiz do cavaco. Durante o corte o material na raiz do cavaco está em estado plástico e uma pequena mudança na distribuição de tensão muda a direção de máxima tensão e deformação de cisalhamento. Então um cavaco de geometria diferente é formado. b) Fenômenos transientes no início do corte – antes do corte, a superfície da ferramenta está coberta com lubrificante ou camadas de oxigênio e outros materiais. Com o progresso do corte estes materiais são removidos e o coeficiente de atrito, a espessura do cavaco, o raio da curvatura do cavaco e a temperatura de corte aumentam gradualmente, o que causa a mudança da forma do cavaco. c) Variação da geometria da ferramenta – é praticamente impossível conseguir geometrias idênticas em ferramentas de usinagem. A geometria também varia durante o corte, devido ao desgaste e ao lascamento da ferramenta.

d) Não uniformidade do material da peça – o material usado na indústria não é muito uniforme no que concerne à sua composição química e quantidade de trabalho a frio, o que leva à variação do ângulo de cisalhamento e conseqüentemente da forma do cavaco. Além disso, em muitas operações de usinagem, a camada a ser cortada é encruada em diferentes níveis pela operação anterior. 5.5. Temperatura de Corte

Praticamente toda a energia mecânica associada à deformação do cavaco se transforma em energia térmica (calor). As fontes geradoras de calor no processo de usinagem são a deformação e o cisalhamento do cavaco no plano de cisalhamento, o atrito do cavaco com a ferramenta e o atrito da ferramenta com a peça. O percentual de calor total devido à cada uma das fontes acima variam com o tipo de usinagem, o material da peça e da ferramenta, as condições de usinagem e a forma da ferramenta. Porém, numa primeira aproximação, pode-se dizer que a deformação e o cisalhamento do cavaco no plano de cisalhamento são as principais fontes geradoras de calor, seguida pelo atrito do cavaco com a superfície de saída da ferramenta e depois pelo atrito peça-superfície de folga da ferramenta.

Figura 5.10 – Variação da distribuição da energia de corte com a velocidade de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Este calor é dissipado através do cavaco, da peça, da ferramenta e do fluido de corte. O percentual de calor gerado que é dissipado por cada um dos meios citados também varia com os diversos parâmetros de usinagem. A figura 5.10 apresenta a variação destas proporções em função da velocidade de corte. Pode-se verificar nesta figura que a quantidade de calor que é dissipado pela ferramenta é pequena. Porém como a região da ferramenta que recebe este calor é reduzida e não muda com o tempo, como acontece com a peça, desenvolvem-se ali altas temperaturas (até 1200 oC – figura 5.11) que contribuem para o desgaste da ferramenta. O calor que vai para a peça pode resultar em dilatação térmica da mesma e, portanto, dificuldades na obtenção de tolerâncias apertadas, além de se correr o risco de danificação da estrutura superficial do material. No caso do processo de retificação, este fator é crítico, pois além de ser um processo que gera altas quantidades de calor, muitas vezes é realizado depois da peça ter sido endurecida por tratamento térmico, o que faz com que uma danificação da estrutura superficial da peça seja um acontecimento com sérias conseqüências. Além disso, a retificação é geralmente a última operação em uma peça usinada e, por isso, visa alcançar tolerâncias apertadas, o que, como já visto, é difícil de ser obtido quando a peça recebe uma quantidade muito grande de calor. Por isso, a vazão de fluido de corte na retificação precisa ser muito maior que em outros processos.

Figura 5.11 – Distribuição típica de temperatura na ponta de uma ferramenta de metal duro (Fonte: DINIZ et al, 2000).

O percentual do calor total que é dissipado pelo cavaco aumenta com o aumento da velocidade. Em velocidades de corte muito altas, a maior parte do calor é carregado pelo cavaco, uma pequena quantia pela peça e uma quantidade menor ainda pela ferramenta. Com relação à influência do material da peça nas porcentagens de calor dissipado por cada meio, quão melhor condutor de calor for o material da peça, mais calor é dissipado por ela. A quantidade de calor gerada na usinagem aumenta com a velocidade de corte, avanço e profundidade de usinagem. Este aumento da geração de calor e conseqüentemente da temperatura, acelera e é acelerado pelo desgaste da ferramenta, o qual aumenta o valor do coeficiente de atrito e conseqüentemente a força de corte. A temperatura da zona de corte também é influenciada pelo comprimento de contato entre cavaco e ferramenta e pelos esforços de corte. Por outro lado, para aumentar a produtividade do processo deve-se aumentar a velocidade, o avanço e a profundidade de usinagem. Portanto, deve-se tentar todos os meios para se diminuir a temperatura gerada ou para se conviver com ela sem grandes danos, sem perda de produtividade do processo. Os meios que atualmente têm sido tentados com estes fins são: 

desenvolvimento de materiais com usinabilidade melhorada



desenvolvimento de materiais de ferramentas com maior resistência ao calor



utilização de fluidos de corte que além do efeito refrigerante possuam também efeito lubrificante.

6. Desgaste de Ferramentas Desgastes e avarias em ferramentas de usinagem podem se apresentar sob diversas formas e devidos a diversos motivos. Neste capítulo serão vistas algumas das maneiras como isso pode ocorrer bem como algumas ações que podem ser tomadas para procurar minimizar a sua ocorrência e os seus efeitos. Os tipos de desgaste mais comuns são os seguintes: a) Desgaste Frontal ou de Flanco – ocorre na superfície de folga da ferramenta, causado pelo contato entre ferramenta e peça. É o tipo de desgaste mais comum, todo processo de usinagem causa desgaste frontal. Ocasiona deterioração do acabamento superficial da peça e, por modificar totalmente a forma da aresta de corte original, faz com que a peça mude de dimensão, podendo sair de sua faixa de tolerância. É incentivado pelo aumento da velocidade de corte.

Figura 6.1 – Desgaste de Flanco (Fonte: DINIZ et al, 2000).

b) Desgaste de Cratera – é o tipo de desgaste que ocorre na superfície de saída da ferramenta, causado pelo atrito entre ferramenta e cavaco. O crescimento do desgaste de cratera resulta na quebra da ferramenta, quando tal desgaste se encontra com o desgaste frontal.

Figura 6.2 – Desgaste de Cratera (Fonte: DINIZ et al, 2000).

c) Deformação Plástica da Aresta de Corte – é um tipo de avaria da ferramenta que é devido ao excesso de pressão aplicada à ponta da ferramenta, somado à alta temperatura nesse local. A deformação plástica da aresta de corte faz com que a mesma tome uma forma bem típica, conforme pode ser visto na figura 6.3. Tais deformações provocam deficiência do controle de cavacos e deterioração do acabamento superficial da peça.

Figura 6.3 – Deformação plástica da aresta de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000).

O aumento desta deformação pode acabar provocando a quebra da aresta de corte. A utilização de uma ferramenta com maior dureza a quente e maior resistência à deformação plástica pode evitar essa ocorrência. Outra medida que pode ser tomada é a mudança das condições de usinagem, visando a redução dos esforços e da temperatura de corte.

d) Lascamento -

ao contrário das desgastes frontal e de cratera, que retiram

continuamente partículas muito pequenas da ferramenta, no lascamento partículas muito maiores são retiradas de uma só vez. Ocorrem principalmente em ferramentas com material frágil e/ou quando a aresta de corte é pouco reforçada. Prejudicam o acabamento superficial da peça e, se continuam crescendo, provocam a quebra da ferramenta.

Figura 6.4 – Lascamento (Fonte: DINIZ et al, 2000).

e) Trincas – são causadas pela variação da temperatura e/ou pela variação dos esforços mecânicos.

Quando

trincas

têm

origem

térmica,

elas

ocorrem

perpendicularmente à aresta de corte (figura 6.5) e quando têm origem mecânica são paralelas à aresta (figura 6.6). Alguns fatores que geram variação de temperatura ou de esforços mecânicos na usinagem são: corte interrompido, acesso irregular do fluido de corte, variação da espessura do corte e solda da pastilha no porta-ferramentas.

Figura 6.5 – Trincas térmicas (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Este último ocorre pois o coeficiente de dilatação térmica do metal duro é aproximadamente a metade do coeficiente do aço, que é o material do portaferramentas.

Assim,

quando

interface

pastilha-porta-ferramentas

atinge

temperatura alta, que tenta dilatar os dois corpos, o aço se dilata mais que o metal duro, gerando tensões na interface que levam à trinca do material mais frágil, o metal duro.

Figura 6.6 – Trincas mecânicas (Fonte: DINIZ et al, 2000).

O crescimento das trincas leva à quebra da ferramenta. Para se evitar a formação de trincas pode-se, dentre outros procedimentos, escolher uma ferramenta mais tenaz, diminuir o avanço por dente e posicionar a fresa mais corretamente em relação à peça (estes dois últimos no processo de fresamento). f) Quebra – como foi visto anteriormente, todos os desgastes e avarias da ferramenta ao crescerem podem gerar a quebra da ferramenta. Algumas vezes, porém, a quebra pode ocorrer inesperadamente devido a alguns fatores como: ferramenta muito dura, carga excessiva sobre a ferramenta, raio de ponta, ângulo de ponta ou ângulo de cunha pequenos, corte interrompido, parada instantânea do movimento de corte, entupimento dos canais de expulsão de cavacos ou dos bolsões de armazenamento dos cavacos, etc.. A quebra da ferramenta ocasiona não somente dano na ferramenta, mas também no portaferramentas e na própria peça.

Figura 6.7 – Quebra em ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000).

6.1. Medição dos Desgastes da Ferramenta

Convencionou-se medir os desgastes no plano ortogonal da ferramenta. Distinguem-se os desgastes na superfície de saída e na superfície de folga da ferramenta. Na superfície de saída tem-se os desgastes: profundidade de cratera (KT), largura da cratera (KB) e distância do centro da cratera à aresta de corte (KM). Na superfície de folga mede-se a largura do desgaste de flanco (VB), que é o valor médio do desgaste na superfície de folga a a largura máxima do desgaste de flanco (V Bmáx). Mede-se ainda o valor dos desgastes gerados na superfície de folga pelos entalhes (VB N e VBC).

Figura 6.8 â&#x20AC;&#x201C; Desgastes da ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Tabela 6.1 – Causas e ações para minimização de avarias e desgastes da ferramenta (Fonte: DINIZ et al, 2000).

6.2. Mecanismos Causadores do Desgaste da Ferramenta

Vários são os fenômenos causadores dos desgastes da ferramenta. Os principais deles são:

a) Aresta Postiça de Corte

Figura 6.9 – Aresta postiça de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Muitas vezes durante a usinagem pode-se formar, na superfície de contato entre o cavaco e a superfície de saída da ferramenta, uma camada de cavaco que, permanecendo aderente à aresta de corte, modifica seu comportamento com relação à força de corte, acabamento superficial da peça e desgaste da ferramenta. Em baixas velocidades de corte, a parte inferior do cavaco em contato com a ferramenta, sob pressão de corte na zona de aderência, mantém este contato sem movimento relativo por um espaço de tempo suficiente para se soldar à ferramenta, separando-se de outras porções de cavaco e permanecendo presa à superfície de saída. Com o posterior fluxo de mais cavaco sobre esta camada de cavaco já presa à ferramenta, ela se deforma e se encrua, aumentando sua resistência mecânica e fazendo as vezes de aresta de corte. A aresta postiça de corte tende a crescer gradualmente até que em um certo momento rompe-se bruscamente, causando uma perturbação dinâmica. Parte da aresta postiça que

se rompe é carregada com o cavaco e parte adere à peça, prejudicando sensivelmente o acabamento superficial da mesma. Ao se romper, a aresta postiça arranca partículas da superfície de folga da ferramenta, gerando um desgaste frontal muito grande, mesmo em velocidades de corte baixas. A superfície de saída da ferramenta, por outro lado, é protegida fazendo com que o desgaste de cratera seja mínimo. A força de corte diminui com a formação da APC, pois o ângulo efetivo de saída aumenta.

Figura 6.10 – Desgaste Frontal X Velocidade de Corte (Fonte: DINIZ et al, 2000).

A medida que a velocidade de corte cresce, a temperatura de corte também cresce. Quando a temperatura de recristalização do material do cavaco é ultrapassada, não há mais formação de aresta postiça, pois com a formação de novos grãos no cavaco não existe mais a possibilidade de encruamento do mesmo, fator fundamental para a formação da APC. Assim, como pode ser visto na figura 6.10, existe um valor de velocidade de corte acima do qual não ocorre mais a formação da aresta postiça de corte, chamada velocidade crítica (ponto m na figura 6,10). Tal velocidade está relacionada com diversos fatores de usinagem. Todas as variações que podem ser feitas no processo e que aumentam a temperatura de corte, tais como aumento do avanço e da profundidade de usinagem, diminuição dos ângulos de saída e de inclinação, retirada da refrigeração, etc., tendem a diminuir a velocidade crítica. Além disso, a medida em que a ductilidade do material da peça diminui, decresce também a ocorrência da aresta postiça, pois os cavacos ficam mais curtos e atritam menos com a superfície de saída da ferramenta.

A forma do desgaste de flanco na presença da aresta postiça é diferente da forma que se observa normalmente. Enquanto nas velocidades de corte maiores, onde não há aresta postiça de corte, a marca do desgaste é aproximadamente paralela à direção de corte, ela se apresenta inclinada em relação à direção de corte quando a usinagem se processa na presença da aresta postiça de corte (figura 6.11).

Figura 6.11 – Desgaste frontal com e sem a presença da aresta postiça de corte (Fonte: DINIZ et al, 2000).

b) Abrasão Mecânica

A abrasão mecânica, ou atrito, é uma das principais causas de desgaste da ferramenta. Tanto o desgaste frontal quanto o desgaste de cratera podem ser gerados pela abrasão, porém ela se faz mais proeminente no desgaste frontal, já que a superfície de folga atrita com um elemento rígido que é a peça, enquanto a superfície de saída atrita com um elemento flexível que é o cavaco. O desgaste gerado pela abrasão é incentivado pela presença de partículas duras no material da peça e pela temperatura de corte, que reduz a dureza da ferramenta. Assim, quanto maior a dureza a quente da ferramenta, maior sua resistência ao desgaste abrasivo. Às vezes, partículas duras arrancadas de outra região da ferramenta por aderência ou por abrasão e arrastadas pelo movimento da peça, causam o desgaste abrasivo em uma área adjacente da ferramenta.

c) Aderência

Se duas superfícies metálicas são postas em contato sob cargas moderadas, baixas temperaturas e baixas velocidades de corte, forma-se entre elas um extrato metálico que provoca aderência. A resistência deste extrato é elevada a tal ponto que, na tentativa de separar as superfícies, ocorre ruptura em um dos metais e não na superfície de contato. Assim partículas da superfície de um metal migram para a superfície do outro. O fenômeno da aderência está presente na formação da aresta postiça de corte, mas pode-se ter desgaste por aderência mesmo sem a formação da resta postiça. Também é importante na formação do desgaste de entalhe. Tem grande influência na diminuição deste tipo de desgaste, a utilização adequada do fluido de corte (principalmente com efeito lubrificante) e o recobrimento da ferramenta com material de baixo coeficiente de atrito como o nitreto de titânio. Em geral, a zona de escorregamento (ao invés da zona de aderência), o corte interrompido, a profundidade de usinagem irregular ou a falta de rigidez promovem o fluxo irregular de cavaco e, portanto, facilitam o mecanismo de desgaste por aderência.

d) Difusão

A difusão entre ferramenta e cavaco é um fenômeno microscópico ativado pela temperatura na zona de corte. A difusão no estado sólido consiste na transferência de átomos de um metal a outro. Depende da temperatura, da duração do contato e da afinidade físico-química dos dois metais envolvidos na zona de fluxo.

e) Oxidação

Altas temperaturas e a presença de ar e água (contida nos fluidos de corte) geram oxidação para a maioria dos metais. O tungstênio e o cobalto durante o corte formam filmes de óxidos porosos sobre a ferramenta, que são facilmente levados embora pelo atrito, gerando desgaste. Porém, alguns óxidos como o óxido de alumínio, são mais duros e resistentes. Assim, alguns materiais de ferramenta (que não contém óxido de alumínio) desgastam-se mais facilmente por oxidação. O desgaste gerado pela oxidação se forma especialmente nas extremidades do contato cavaco-ferramenta devido ao acesso do ar

nesta região, sendo esta uma possível explicação para o surgimento do desgaste de entalhe.

6.3. Sumarizando

O desgaste de flanco é causado principalmente por abrasão (em altas velocidades de corte) e pelo cisalhamento da aresta postiça de corte. O desgaste de cratera é devido principalmente à difusão e o desgaste de entalhe à aderência e à oxidação. A separação quantitativa da contribuição de cada um destes fenômenos para a formação do desgaste é praticamente impossível, porém o quadro qualitativo visualiza a importância de cada componente nas diferentes velocidades de corte. Assim, em velocidades de corte baixas, o desgaste é relativamente elevado por causa do cisalhamento da aresta postiça e da aderência. Em velocidades de corte maiores, o desgaste é causado principalmente pelos fatores cuja intensidade depende da temperatura de corte como a abrasão mecânica, a difusão e a oxidação.

7. Materiais para Ferramentas Fatores a serem ponderados para a seleção de materiais para ferramentas:

Material a ser usinado – dureza do material e tipo de cavaco;

Processo de usinagem – ferramentas rotativas de pequenos diâmetros utilizam materiais mais antigos (tipo aço rápido) devido às dificuldades de se obter as velocidades indicadas para materiais mais nobres;

Condição da máquina – máquinas antigas, com folgas, exigem materiais mais tenazes que não requeiram altas velocidades;

Custo do material da ferramenta – relação custo / benefício;

Condições de usinagem – condições de acabamento exigem ferramentas mais resistentes ao desgaste, operações de desbaste exigem ferramentas mais tenazes, etc.;

Condições de operação – corte interrompido e/ou sistema de fixação pouco rígido, exigem ferramentas mais tenazes.

Principais características dos materiais para ferramentas: a) Dureza a quente – temperaturas podem ultrapassar os 1000oC; b) Resistência ao desgaste – resistência ao desgaste por abrasão, por atrito; c) Tenacidade – ferramenta mais tenaz resiste melhor aos choques inerentes ao processo; d) Estabilidade química – evitar o desgaste por difusão.

7.1. Descrição dos Materiais

Aços Rápidos

Aços Rápidos com Cobertura

Coronite

Metal Duro

Metal Duro com Cobertura

Material Cerâmico

Nitreto Cúbico de Boro

Diamante

+ Dureza a Quente + Resistência ao Desgaste

+ Tenacidade

Tabela 7.1 – Composição e características dos aços rápidos (Chiaverini, 1981)

a) Aços Rápidos

O aço rápido é uma ferramenta de alta liga de tungstênio, molibdênio, cromo, vanádio, cobalto e nióbio, assim designado pois quando do seu desenvolvimento, em 1905, era o material de ferramenta que suportava maiores velocidades de corte. É um material tenaz, de elevada resistência ao desgaste e elevada dureza a quente (se comparado com aços carbono), podendo ser utilizado até temperaturas de corte da ordem de 600oC. A estrutura metalográfica do aço rápido no estado temperado é martensítica básica com carbonetos encrustrados.

b) Aços Rápidos com Cobertura

Para diversas ferramentas de usinagem tais como brocas, machos, alargadores, brochas, cortadores de dentes de engrenagens e alguns tipos de fresas, a aplicação de materiais mais resistentes ao desgaste que o aço rápido, como o metal duro ou material cerâmico, é muito restrita devido à forma e às dimensões destas ferramentas. Assim, o desenvolvimento destas ferramentas tem caminhado no sentido da melhoria das condições do próprio aço rápido, através, principalmente, da aplicação de uma camada de cobertura de um material mais resistente ao desgaste, como o nitreto de titânio e o carbonitreto de titânio. Tal camada possui as seguintes características: 

Alta dureza, da ordem de 2300 HV



Elevada dutilidade



Redução sensível do caldeamento a frio (evita a formação da APC)



Baixo coeficiente de atrito



Quimicamente inerte



Espessura de 1 a 4 μm



Ótima aparência

A figura 7.1 mostra duas curvas de profundidade total usinada durante uma vida de brocas de aço rápido versus velocidade de corte e avanço, mostrando a melhoria que o

revestimento TiN provoca no desempenho da ferramenta. A tabela 7.2 mostra que este revestimento também é eficiente quando aplicado em fresas.

Figura 7.1 – Influência da cobertura na vida da broca de aço rápido (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Tabela 7.2 – Comparação da vida útil de fresas revestidas e não revestidas (Fonte: DINIZ et al, 2000).

c) Coronite

O coronite é um material para ferramentas desenvolvido pela Sandvik Coromant, utilizado principalmente em fresas de topo, que são ferramentas de pequeno diâmetro que, quando fabricadas em aço rápido não proporcionam a eficiência que se deseja da operação e, quando fabricadas em metal duro, possuem limitação de não poderem atingir as altas velocidades de corte requeridas pelo metal duro, devido às altas rotações necessárias. O coronite é composto de finas partículas de nitreto de titânio ( cerca de 0,1 μm) dispersas numa matriz de aço temperado. As partículas de TiN são 35 a 60% do volume do material. Principais propriedades: 

tenacidade similar ao aço rápido



modulo de elasticidade menor que o do metal duro, mas maior que o do aço rápido



dureza a quente e resistência ao desgaste bem maior que a do aço rápido



baixa tendência à craterização, devido ao fato de que o TiN é muito estável quimicamente



capacidade de produzir superfícies com bons acabamentos maior que a do aço rápido e do metal duro.

Na maioria das vezes, a ferramenta de coronite não é composta totalmente deste material. Normalmente ela é composta de três partes: 1 – um núcleo de aço rápido ou de aço mola, que adiciona tenacidade à ferramenta; 2 – uma camada de coronite circundando o núcleo que representa cerca de 15% do diâmetro da fresa; 3 – uma camada de cobertura de TiN ou TiCN com espessura aproximada de 2 μm.

d) Metal Duro

O metal duro é um produto da metalurgia do pó feito de partículas duras finamente divididas de carbonetos de metais refratários, sinterizados com um ou mais metais do grupo do ferro (ferro, níquel ou cobalto) formando um corpo de alta dureza e resistência à compressão. As partículas duras são carbonetos de tungstênio, usualmente em combinação com outros carbonetos, como carboneto de titânio, tântalo e nióbio. O tamanho destas partículas varias de 1 a 10 μm e ocupam de 60 a 95% do volume do material. O metal aglomerante é, na maioria das vezes o cobalto. A utilização do metal duro é feita, na maioria das vezes, na forma de pastilhas soldadas ou fixadas mecanicamente sobre um porta ferramentas de aço.

Figura 7.2 – Influência do percentual de cobalto e da temperatura na dureza do metal duro (Fonte: DINIZ et al, 2000).

Pode-se ter metais duros de elevada tenacidade, como também pode-se conseguir metais duros com alta resistência ao desgaste ou dureza a quente mudando a composição química destes materiais. A figura 7.2 apresenta a variação da dureza em função da temperatura para metal duro com diferentes teores de cobalto.

A tabela 7.3 apresenta a composição química e algumas características correspondentes a diversas classes de metal duro. Pode-se ver nesta tabela que à medida que a quantidade de TiC + TaC sobe, a densidade cai e a dureza aumenta.

Quando se introduz TaC, melhora-se a tenacidade em relação às composições isentas deste carboneto. A substituição de TiC pelo TaC aparentemente não traz vantagens apreciáveis sob o ponto de vista de melhora da capacidade de corte.

Tabela 7.3 – Composição química e características dos metais duros (Ferraresi, 1977).

Uma última característica do metal duro que deve ser analisada é o tamanho de grão das partículas duras. Partículas grandes produzem maior tenacidade, enquanto partículas pequenas auxiliam na obtenção de um metal duro mais duro e resistente.

e) Metal Duro com Cobertura

Ultimamente vêm sendo bastante utilizadas pastilhas de metal duro com cobertura de carboneto de titânio e/ou óxido de alumínio, nitreto de titânio e carbonitreto de titânio. A finalidade principal destas camadas é aumentar a resistência ao desgaste da camada superior que entra em contato com o cavaco e com a peça, sendo que o núcleo da pastilha permanece com a tenacidade característica do metal duro mais simples (WC + Co). Assim, consegue-se, em muitos casos, aumentar bastante a vida da ferramenta e diminuir-se os esforços de corte.

carboneto de titânio (TiC) – possui excelente resistência ao desgaste por abrasão; funciona como elemento que promove a adesão das camadas de cobertura com o metal duro. Dureza de 3000 HV, maior dureza entre os materiais utilizados como cobertura para metal duro. Baixa tendência à soldagem com o material da peça (menor desgaste por adesão e menor tendência de formação de aresta postiça. Espessura de 4 a 8 μm.

óxido de alumino – garante a estabilidade térmica necessáris em temperaturas elevadas devido ao fato de ser um material cerâmico refratário e por possuir alta resistência ao desgaste por abrasão, além de alta resistência a ataques químicos e à oxidação. É o principal responsável pela baixa tendência de formação de desgaste de cratera das ferramentas de metal duro recoberto. Por outro lado apresenta pequena resistência a choques térmicos e mecânicos.

nitreto de titânio - reduz o coeficiente de atrito entre a pastilha e o cavaco. É quimicamente mais estável que o TiC, ou seja, tem menor tendência à difusão com aços. A espessura de camada está entre 5 e 7 μm. A espessura total das camadas que recobrem o metal duro varia entre 2 e 12 μm.

Quando se aumenta a espessura da cobertura, a resistência ao desgaste aumenta, porém a tenacidade diminui e começa a aumentar a tendência ao lascamento das arestas.

f) Material Cerâmico

O material cerâmico é citado na literatura como ferramenta de usinagem desde a década de 50, quando as primeiras ferramentas foram utilizadas, mas só passou a ser um material com um percentual não desprezível do mercado de ferramentas de corte na década de 80, depois dos desenvolvimentos conseguidos no campo das propriedades da cerâmica. O material cerâmico possui algumas propriedades que são muito interessantes para uma ferramenta de usinagem, tais como: dureza a quente e a frio, resistência ao desgaste e excelente estabilidade química. Algumas propriedades destes materiais, porém, fazem com que sua utilização na usinagem não seja tão fácil, que são: baixa condutividade térmica e baixa tenacidade.

Pode-se classificar as ferramentas cerâmicas como segue: 1 – à base de óxido de alumino (Al2O3 – Alumina) 2 – à base de nitreto de silício (Si3N4) 3 – CERMETS

g) Diamante

Os diamantes naturais (monocristalinos) são, dentre os materiais encontrados na natureza, os de maior dureza. Seriam ótimos materiais de usinagem não fosse seu elevado preço. Devido a isto são usados somente quando se deseja alta precisão de medidas e acabamento brilhante, como no caso da usinagem de espelhos e lentes. A partir da dificuldade de se utilizar o diamante natural como ferramenta de corte, partiu-se para a obtenção artificial do diamante. Em 1973 foi apresentada pela primeira vez uma ferramenta com uma camada de diamante sintético policristalino (PCD), constituído de partículas muito finas deste material, de granulação definida para se obter o máximo de homogeneidade e densidade. A camada de PCD é produzida pela sinterização das partículas de diamante com cobalto num processo de alta pressão (6000 a 7000 MPa) e temperatura (1400 a 2000 oC).

A camada de aproximadamente 0,5 mm de espessura ou é aplicada diretamente sobre uma pastilha de metal duro ou então é ligada ao metal duro através de brasagem.

h) Nitreto Cúbico de Boro (Borazon, CBN ou PCB)

O nitreto cúbico de boro é um material sintético obtido pela reação química:

BCl4 + NH3 = BN + 3HCl Onde

composto

tem

uma

estrutura

grafite

hexagonal

com

aproximadamente um número igual de átomos de boro e nitrogênio arranjados alternadamente. Este composto tem estrutura cúbica hexagonal e, como o carbono que pode ser transformado de uma estrutura hexagonal (grafite) para uma estrutura cúbica (diamante), também o boro pode passar por transformação similar, através de um processo com pressões de 5000 a 9000 MPa e temperaturas de 1500 a 1900oC, na presença de um catalizador (geralmente o lítio). Plaquetas de CBN são produzidas de forma análoga às de PCD. O CBN é quimicamente mais estável que o diamante, podendo usinar ligas ferrosas sem o problema de grande desgaste por difusão. Sua tenacidade é similar ao material cerâmico baseado em nitretos e cerca de duas vezes a da alumina. Sal dureza só é superada pelo diamante, sendo duas vezes a dureza da alumina.

De uma maneira geral pode-se dividir os CBNs em duas categorias, segundo suas aplicações: 

CBNs para usinagem em desbaste (ap entre 0,5 e 8 mm)



CBNs para usinagem em acabamento (ap menor que 0,5 mm)

8. Fluidos de Corte A utilização de fluidos de corte na usinagem dos materiais foi introduzida por F.W. Taylor em 1890. Inicialmente Taylor utilizou água para resfriar a ferramenta, depois uma solução de água e soda, ou água e sabão para evitar a oxidação da peça e/ou da ferramenta. Mas a água tem duas desvantagens principais: a) promove oxidação e b) tem baixo poder lubrificante. Os óleos possuem melhor poder lubrificante que a água, podendo assim reduzir a geração de calor devido ao atrito entre cavaco-ferramenta e ferramenta-peça e assegurar um melhor acabamento superficial à peça. Assim, foram desenvolvidos os óleos emulsionáveis (solúveis) com água (1 a 20% de óleo) e os óleos de extrema pressão, cujos aditivos reduzem o perigo de solda do cavaco com a ferramenta, interpondo entre esses um extrato de óxidos.

8.1. Funções do Fluido de Corte

Como já foi visto, durante o corte se desenvolve uma grande quantidade de calor devido à energia necessária para deformação do cavaco e à energia devida ao atrito ferramenta-peça e cavaco-ferramenta, principalmente a fim de se minimizar o desgaste da ferramenta, a dilatação térmica da peça (e com isso se obter tolerâncias apertadas na peça) e o dano térmico à estrutura superficial da peça. A geração do calor pode ser reduzida com a diminuição do coeficiente de atrito. Se isto acontecer, não somente a geração de calor é diminuída, mas também os esforços e a potência de corte. Isto tem sido levado a cabo com o desenvolvimento de novos materiais para ferramenta, com o desenvolvimento de materiais de peça com usinabilidade melhorada ou com a utilização de fluidos de corte com capacidade lubrificante. Mesmo com todo esforço para redução do calor gerado no processo de usinagem, o calor continua sendo gerado, em maior ou menor escala, dependendo das condições de usinagem, material da peça e da ferramenta, etc. Assim, esse calor deve ser extraído da região de corte, da peça e da ferramenta (refrigeração), para evitar seus efeitos danosos.

Além de ser capaz de lubrificar e/ou refrigerar o corte, algumas vezes se deseja que o fluido de corte possua algumas outras funções, como: a) prevenção contra a soldagem cavaco-ferramenta – esta é uma função de lubrificação e é bastante necessária quando o material sendo cortado tem tendência à formação da aresta postiça de corte e as condições de usinagem utilizadas propiciam esta formação (baixas temperaturas de corte); b) retirada do cavaco da região de corte – em algumas operações de usinagem, como furação profunda, o único meio de se retirar o cavaco da região de corte é via fluxo de fluido de corte. Para isto, este fluxo deve ser de alta pressão e baixa viscosidade e o cavaco formado deve ser pequeno; c) proteção contra a corrosão; d) redução da dilatação (distorção) térmica da peça, com o fim de facilitar a obtenção de tolerâncias apertadas; e) evitar dano à estrutura superficial e o crescimento exagerado de tensões residuais na superfície da peça usinada (principalmente em processos de retificação).

Mesmo tendo algumas vezes estas outras funções, o fluido de corte está presente num processo de usinagem principalmente para lubrificação e/ou refrigeração. Por isso, algumas considerações serão tecidas sobre estas duas funções.

8.1.1. O Fluido de Corte como Refrigerante

Os requisitos que um fluido de corte deve possuir para retirar eficientemente o calor da região de corte, da peça e da ferramenta, são: a) baixa viscosidade a fim de que flua facilmente; b) capacidade de “molhar” bem o metal para estabelecer um bom contato térmico; c) alto calor específico e alta condutividade térmica.

Algumas vezes, o material da ferramenta é extremamente resistente ao desgaste e não necessita de fluido de corte para resfria-lo. Mesmo assim, em alguns destes casos, o

refrigerante é utilizado para que nenhum dano possa ser causado à peça. Um exemplo típico deste caso é o processo de retificação, onde o rebolo não é danificado pelo calor gerado, pois é refratário e, na maior parte das vezes, muito grande, o que faz com que o acréscimo de temperatura no seu corpo seja muito pequena. Porém, a peça tem que ser protegida neste tipo de processo, pois se deseja ótimas qualidades dimensionais, geométricas e de superfície, sem dano térmico à estrutura metalúrgica superficial da peça. Alguns materiais de ferramenta, com pr exemplo os cerâmicos à base de óxido de alumínio, por serem muito duros e frágeis, não suportam a variação de temperatura, que os leva a trincarem ou mesmo quebrarem. A utilização de fluidos de corte nestes casos é evitada, pois em geral, devido ao fato de que muitas vezes não se consegue que o fluxo permaneça com vazão constante e também que a direção dele seja constante (muitas vezes o cavaco modifica a posição da mangueira de fluido de corte), não se consegue manter a temperatura do corte constante. Como estes materiais de ferramentas suportam altas temperaturas, a não utilização de fluido não é crítica. Porém deve-se tomar cuidados para que a peça não seja danificada com o calor em excesso, principalmente quando a peça em usinagem for pequena e com alta condutividade térmica (em geral, realizando um corte bem leve, onde a geração de calor é pequena).

8.1.2. O Fluido de Corte como Lubrificante

A lubrificação permite uma redução do coeficiente de atrito entre cavaco e ferramenta e ferramenta e peça, que facilita o fluxo de cavaco, reduzindo a força e a potência de corte, bem como a temperatura. O fluido penetra entre as superfícies de contato através do fenômeno da capilaridade, ajudado pela vibração entre ferramenta, peça e cavaco. Se o fluido não conseguir chegar na região de corte, ele não vai conseguir ter o efeito lubrificante. Devido a isto, a ação lubrificante fica prejudicada quando se aumenta a velocidade de corte, pois para o fluido chegar na região de corte é necessário que ele seja impulsionado com alta pressão, o que vai exigir dele, dentre outras características, que não se vaporize quando submetido a estas pressões altas. O atrito cavaco-ferramenta depende principalmente da rugosidade das superfícies em contato e da afinidade físico-química dos dois materiais. O primeiro fator pode ser

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minimizado através de um bom acabamento da superfície de saída da ferramenta. O segundo fator pode ser minimizado utilizando-se material da ferramenta e/ou peça com baixo coeficiente de atrito, ou através da formação de uma camada de óxidos entre os dois materiais em contato que o fluido de corte proporciona. Então, para que um fluido seja bom lubrificante é necessário que ele possua as seguintes características: a) resistir a pressões e temperaturas elevadas sem vaporizar; b) boas propriedades antifricção e antisoldantes; c) viscosidade adequada – a viscosidade deve ser suficientemente baixa para permitir uma fácil circulação do fluido e suficientemente alta de modo a permitir uma boa aderência do fluido às superfícies da ferramenta.

Além destas propriedades necessárias para refrigeração e lubrificação, outras propriedades também são exigidas de um fluido de corte, quais sejam: a) ausência de odores desagradáveis; b) não corroer mas, pelo contrário, ter a capacidade de proteger a peça e a máquina dos efeitos da corrosão; c) isenção da tendência a originar precipitados sólidos que depositam nas guias da máquina e/ou entopem os tubos de circulação do fluido de corte; d) não causar dano à pele humana e nenhum ouro risco à saúde.

8.2. Classificação dos Fluidos de Corte

Os diversos fluidos de corte podem ser classificados da seguinte maneira: 



Tipos Aquosos:

a) água b) emulsões



Óleos:

a) óleos minerais b) óleos graxos c) óleos compostos d) óleos de extrema pressão

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8.2.1. Ar Em certos cortes a seco o ar é utilizado para a remoção de cavacos da região de corte e para fornecer ação refrigerante (seu poder refrigerante é pequeno). É muito empregado na usinagem de ferro fundido cinzento, pois quando se utiliza líquido como fluido de corte deste material, os minúsculos cavacos formados são conduzidos pelo líquido às partes de atrito da máquina-ferramenta, danificando-a. Na usinagem de materiais que produzem cavacos em forma de pó prejudiciais à saúde, muitas vezes se promove uma aspiração do cavaco formado.

8.2.2. Tipos Aquosos

Água

Foi o primeiro fluido de corte utilizado. Sua ação é unicamente de refrigeração. Suas vantagens são: grande abundância, baixo preço, não é inflamável e baixa viscosidade. Como desvantagens tem-se que provoca a corrosão de materiais ferrosos e apresenta baixo poder umectante (molhabilidade) nos metais. Atualmente quase não é utilizada em produção.

Emulsões

São emulsões de óleo em água. Compõem-se de pequena porcentagem de um concentrado de óleo emulsionável, usualmente composto por emulsificadores de óleo mineral e outros ingredientes, dispersos em pequenas gotículas de água. Os emulsificadores são substâncias que reduzem a tensão superficial da água e, com isso, facilitam a dispersão do óleo na água e o mantém finalmente disperso como uma emulsão estável, Portanto, não são uma solução de óleo em água (óleo e água não se misturam), mas sim água com partículas de óleo dispersas em seu interior. Assim, o nome de óleo solúvel normalmente dado a esse produto, não é correto. Pelo fato de que tais emulsões são essencialmente água, elas possuem um poder refrigerante incomparável. Por outro lado, a presença de óleo mineral, emulsificadores e inibidores de corrosão, supera as desvantagens básicas da água, que são a sua ação corrosiva e seu baixo poder de umedecimento dos metais.

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Portanto, as emulsões são especialmente adequadas para as operações de usinagem onde o requisito principal é a refrigeração da ferramenta e/ou da peça. Por isso, a principal aplicação das emulsões é em operações de usinagem onde a retirada de material não é muito grande (avanço e profundidade de usinagem baixas e médias e velocidades de corte médias e altas), tanto em torneamento, quanto em fresamento, furação, retificação, serramento, etc. Em operações com baixas velocidades de corte (onde a tendência à formação de APC é alta) e altos avanços e profundidades de usinagem (onde a geração de calor é alta) a lubrificação é necessária e, então, o óleo puro é preferível. São exemplos destas operações o corte de dentes de engrenagem, o brochamento e a furação profunda. Algumas emulsões contêm aditivos do tipo EP (extrema pressão) que são compostos sulfurados e clorados que proporcionam maior resistência em operações severas de corte, isto é, estes óleos não vaporizam mesmo em pressões elevadas. Estas emulsões com aditivos EP são utilizadas quando se necessita um maior poder lubrificante, onde, como já visto, os óleos emulsionáveis comuns são inadequados. Em algumas operações, os óleos emulsionáveis EP podem substituir os óleos puros de corte, sem perda do poder de lubrificação.

8.2.3. Óleos

Como já visto, em operações de usinagem onde o calor gerado por atrito é muito grande, dá-se preferência ao uso de óleos puros ao invés de emulsões. Estes óleos puros têm calor específico de cerca de metade do da água e, por isso, tem capacidade de refrigeração muito menor que as emulsões. Por outro lado, suas qualidades lubrificantes são bem melhores que as das emulsões o que resulta em uma menor quantidade de calor. Quanto mais baixa a viscosidade destes óleos, maior é o seu poder de refrigeração. Os óleos leves são, por isso, indicados para operações de usinagem com altas velocidades, onde o calor deve ser rapidamente dissipado. Os óleos mais viscosos são preferidos em operações onde a velocidade de corte é menor e o avanço e a profundidade de usinagem são maiores, o que resulta numa alta taxa de remoção de cavaco e alta geração de calor. Aí se necessita de um óleo que adira à ferramenta,

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formando uma película de óxidos que diminui o coeficiente de atrito e, conseqüentemente, a geração de calor. Como já visto, os óleos puros são divididos em: óleos minerais puros, óleos graxos, óleos compostos e óleos EP.

Óleos Minerais Puros

São muito usados na usinagem de aço baixo carbono, latão, bronze e ligas leves. São mais baratos e menos sujeitos à oxidação que os óleos graxos e os óleos compostos. Os mais finos podem ser usados em operação de retificação.

Óleos Graxos

São óleos de origem vegetal e animal. Possuem boa capacidade de molhar o material da peça e da ferramenta. Têm boa capacidade lubrificante, mas suas propriedades antisoldantes são fracas. Facilitam a obtenção de peças com bom acabamento e possuem média capacidade de refrigeração. Em virtude de se tornarem viscosos e de se deteriorarem com o tempo, além de alto preço, têm sido largamente substituídos pelos óleos compostos e pelos óleos EP.

Óleos Compostos

São misturas de óleos minerais e graxos. Possuem as vantagens dos óleos graxos e tem maior estabilidade química (não se deterioram ou se tornam mais viscosos com o tempo) e sua viscosidade pode ser ajustada pelo óleo mineral. A concentração de óleo graxo varia entra 10 e 30%. São recomendados para a usinagem de cobre e suas ligas e também para fresamento e furação.

Óleos de Extrema Pressão

São óleos que têm incorporados na sua composição elementos que fazem com que eles suportem elevadas pressões sem vaporizar. Esta característica é necessária em operações com altas velocidades e profundidades de usinagem de materiais que geram elevadas forças de corte.

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Sempre é interessante incorporar aos óleos EP óleos graxos sulfurizados ou não, com o objetivo de melhorar o acabamento da superfície usinada. Aditivos clássicos de extrema pressão são o enxofre e o cloro. Conforme a ação de seus aditivos estes óleos podem ser classificados em ativos ou inativos. Os ativos (normalmente contém enxofre livre ou combinado) são aqueles que reagem quimicamente com os materiais envolvidos, a fim de suportar extremas pressões e fixar-se às superfícies em contato, formando um composto que apresenta uma resistência ao corte muito inferior àquela do metal em trabalho e evitando a soldagem e a formação de APC. O cobre e suas ligas não podem ser usinados na presença de óleos EP ativos, pois são corroídos pelo enxofre.

8.3. Seleção do Fluido de Corte

Os principais fatores de escolha do fluido adequado são o material da peça, a severidade da operação (condição de usinagem), o material da ferramenta e a operação de usinagem.

Material da Peça

O alumínio, o latão, o bronze e o cobre devem ser usinados a seco ou com óleos inativos sem enxofre. Não se pode utilizar fluidos com água devido ao risco de combustão, causada pela liberação de hidrogênio. Na usinagem do níquel e suas ligas usa-se, em geral, emulsões. Na usinagem do aço carbono pode-se usar qualquer tipo de óleo (a escolha se dá baseada em outros fatores que não o material da peça). Para o aço inoxidável austenítico é bom que se utilize óleos do tipo EP para dificultar o empastamento do cavaco na ferramenta. O ferro fundido cinzento deve ser usinado a seco ou com ar (às vezes com aspiração do cavaco), para evitar dano à máquina-ferramenta já citado anteriormente. No torneamento de aços endurecidos com ferramentas de CBN ou cerâmicas é preferível que não se use fluido de corte, a fim de que o calor gerado possa diminuir um pouco a dureza do material da peça e, com isso, facilitar o corte. Isto não traz prejuízos às ferramentas, já que estes materiais são extremamente resistentes à temperatura.

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Condição de Usinagem

Utiliza-se óleo puro quando as condições de usinagem são severas (operações de desbaste, onde se tem alto avanço e profundidade de usinagem e baixa velocidade de corte) e as forças de corte elevadas e, assim, é necessária a lubrificação das partes em contato. As baixas velocidades de corte facilitam a penetração do fluido até a interface cavaco-ferramenta e ferramenta-peça. A emulsão é preferida quando as condições de usinagem são mais brandas (velocidade de corte mais alta) e necessita-se principalmente de refrigeração.

Operação de Usinagem

A escolha do fluido de corte baseado na operação de usinagem está muito ligada às condições de usinagem desta operação. Assim, em operações de retificação, onde a velocidade de corte é altíssima, a emulsão é preferida (já que é muito difícil conseguir lubrificação). Em operações mais lentas e mais pesadas, como o corte de dentes de engrenagem e o mandrilamento, óleos ativos e viscosos, que tem a propriedade de aderir à ferramenta, são preferíveis. Na furação profunda, necessita-se de lubrificação, mas também de baixa viscosidade, para que o cavaco possa ser removido. Assim, utiliza-se óleo mineral composto ou óleo sulfurado com baixa viscosidade. No brochamento são utilizadas emulsões, óleos sulfurados ou óleos puros, dependendo do material que está sendo cortado.

Material da Ferramenta

Ferramentas de aço rápido têm problemas com a exposição à água devido à corrosão. Assim, as emulsões que são utilizadas em operações com ferramentas de aço rápido devem possuir aditivos antiferruginosos eficientes. O metal duro suporta qualquer tipo de óleo de corte e a escolha daquele adequado deve ser baseada nos outros critérios citados acima.

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Operações com ferramentas cerâmicas a base de óxidos devem ser realizadas sem fluido de corte para evitar a variação de temperatura que é muito danosa para este tipo de ferramenta. As ferramentas cerâmicas, os cermets, as ferramentas com cobertura de óxido de alumínio, os nitretos cúbicos de boro e os diamantes policristalinos são ferramentas muito resistentes ao calor (alta dureza a quente) e, em princípio, dispensariam a utilização de fluido de corte com o fim de minimizar o desgaste. Em operações com estas ferramentas, a utilização do fluido de corte, quando acontece, visa principalmente evitar danos às peças. Porém, já se tem realizado alguns estudos para evitar ou minimizar a utilização de fluidos de corte, a fim de se evitar problemas com o meio ambiente causados pelo vapor dos fluidos de corte e para se diminuir os custos com a compra e tratamento dos fluidos de corte.

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9. Usinagem com Ferramentas de Gumes de Geometria Indefinida Na usinagem com ferramentas com gumes de corte geometricamente indefinidos, a remoção de material realiza-se através da ação de grãos abrasivos de alta dureza, que atuam soltos ou unidos por um ligante.

Figura 9.1 - Visualização esquemática de um processo de usinagem com ferramenta de geometria indefinida (Fonte: STOETERAU, 2007).

Para que possam remover material, os grãos abrasivos devem ser: a) muito duros, para que mantenham por muito tempo gumes afiados; b) termicamente estáveis, para resistir às altas temperaturas de usinagem; c) quimicamente estáveis diante das altas temperaturas e pressões de usinagem, na presença de ar, fluido de corte e material da peça.

Utilizam-se abrasivos ligados nos seguintes processos de usinagem: o Retificação utilizando rebolos o Superacabamento o Brunimento o Lixamento, utilizando abrasivos colados sobre papel ou pano.

Utilizam-se abrasivos soltos nos seguintes processos: o Lapidação o Jateamento o Tamboreamento o Polimento

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Os processos de usinagem com ferramentas de geometria indefinida podem ser classificados conforme o princípio de ação dos grãos abrasivos sobre a peça, conforme segue: 

Energia – o grão abrasivo é impulsionado contra a peça a ser usinada e a energia do choque faz com que seja removido material da peça (figura 9.2).

Figura 9.2 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de energia (Fonte: STOETERAU, 2007).



Posição – o grão abrasivo é comprimido contra a peça a ser usinada ao mesmo tempo que é forçado a rolar sobre a superfície, fazendo com que as irregularidades que formam seus gumes de corte usinem a peça (figura 9.3).

Figura 9.3 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de posição (Fonte: STOETERAU, 2007).



Força – o grão abrasivo é forçado perpendicularmente contra a superfície a ser usinada e arrastado paralelamente a ela. O deslocamento relativo faz com que seja removido o material (figura 9.4).

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Figura 9.4 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de força (Fonte: STOETERAU, 2007).



Trajetória – o grão abrasivo, preso a alguma elemento, descreve uma trajetória em relação à peça a ser usinada. Nesse deslocamento os grãos que entram em contato com a peça removem o material (figura 9.5).

Figura 9.5 – Usinagem com ferramenta de gume de corte indefinido pelo princípio da ação de trajetória (Fonte: STOETERAU, 2007).

9.1. Tipos de Abrasivos Uma qualidade importante dos abrasivos, do ponto de vista de sua utilização para a usinagem, é a dureza. Para a classificação da dureza dos minerais, é clássica a escala de Mohs, que vai de 1 a 10. O material mais duro risca todos os materiais que o antecedem na escala, mas não é riscado por nenhum deles. Este método é usado como auxiliar na identificação de minerais. O material mais macio é o talco e o mais duro é o diamante.

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Figura 9.6 – Escala de Mohs (Fonte: STEMMER, 2005).

A escala de Mohs (figura 9.6) não apresenta um método para determinação das durezas intermediárias e, também, a variação da dureza 9 para 10 é bem maior do que de 1 a 9.

Figura 9.7 – Dureza Knoop (Fonte: STEMMER, 2005).

Modernamente está ganhando reconhecimento intensivo para a medição de dureza de grãos abrasivos, o método de Knoop. Uma ponta de diamante lapidada na forma piramidal é usada para fazer uma micromossa na amostra, sob cargas que podem variar entre 25 até mais de 300 gramas. A dureza Knoop é especificada pela medição da diagonal da mossa produzida pelo diamante e relacionando a mesma com a carga usada. O processo é padronizado pelo NIST - National Institute of Standards and Technology dos Estados Unidos. Os abrasivos podem ser divididos em dois grupos: os naturais e os artificiais.

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9.1.1. Abrasivos Naturais Os principais tipos de abrasivos naturais são: pedra de arenito, quartzo, esmeril natural, coríndon natural, pedra pome, granada, diamantes e tripoli. 

Pedra de arenito ou silex (quartzo – SiO2), é relativamente macio (dureza Knoop K100= 820), a fratura não produz arestas muito vivas. É usado para a afiação de ferramentas agrícolas em áreas rurais, na indústria do couro e da madeira.



Esmeril natural, encontrado principalmente no cabo Esmeril da ilha grega da Naxos, é constituído por uma mistura de até 70% de Al2O3 cristalino com magnetita (óxido preto de ferro FeO – Fe2O3).



Coríndon natural (corundum) também se compõe principalmente de óxido de alumínio cristalino, com um teor de 80 a 95% de Al2O3, o que lhe assegura uma dureza relativamente elevada (K100 = 2050). É encontrado principalmente no Canadá, Estados Unidos e Índia. A fratura do mineral não produz muitas arestas vivas, razão porque seu uso hoje é limitado (especialmente polimento de vidros óticos).



Pedra pome, pedra porosa natural, de origem vulcânica, usada principalmente para o polimento de madeira, ossos, marfim, etc.



Granadas, são minerais bastante duros (K100 = 1360), dureza situada entre o quartzo e o coríndon, bem como fratura conchoidal, que oferece muitos gumes vivos e pontas. São utilizadas principalmente em lixas para madeira e parcialmente também para rebolos em ligante resinoide e borracha. São encontradas no oeste dos Estados Unidos e na Espanha. Quimicamente são silicatos de fórmula geral R"3, R"'2 (SiO4)3 em que R" é um metal bivalente que pode ser Ca, Mg, Mn e Fe"; e R"' representa um metal trivalente, como Al, Fe"' e Cr Ex: Fe3 Al2 (SiO4)3 (almandina).

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

Diamantes, são os mais duros de todos os abrasivos. Cerca de 80% dos diamantes tem manchas, impurezas ou imperfeições ou são muito pequenos. Moídos e classificados, são usados em operações de polimento, lapidação e retificação (especialmente na afiação de ferramentas de metal duro).



Terras Diatomáceas são sílica finamente dividida, formada de carapaças de algas. Como pó, são usadas para polimento, sendo também chamadas de tripoli, diatomita ou kieselgur.

9.1.2. Abrasivos Artificiais ou Sintéticos A produção de peças seriadas intercambiáveis, para simplificar a montagem e facilitar a troca de peças na manutenção, exigiu o estabelecimento de tolerâncias mais estreitas de fabricação e a conseqüente utilização mais intensiva da retificação, assegurando melhores acabamentos superficiais e medidas mais precisas. Isto levou à necessidade de rebolos de características melhores e mais uniformes, em quantidades crescentes. Os abrasivos naturais, de qualidades muito diversificadas e com altas porcentagens de impurezas, cederam seu lugar aos abrasivos artificiais ou sintéticos. Entre eles têm-se hoje:

- Oxido de alumínio cristalino = coríndon - Carboneto de silício - Carboneto de boro - Nitreto cúbico de boro - Diamante sintético  Coríndon - É um Óxido de aluminio Al2O3 cristalino. De acordo com o teor de impurezas, geralmente TiO2, SiO2 e Fe2O3, distingue-se o coríndon regular (normal), médio e extra. Além destes, é oferecida, no comércio, ainda, uma série de ligas e composições de coríndon, como o extra de cor rosa, extra vermelho, de zircônio, etc.. As propriedades variam de acordo com o processo de fabricação, que pode ser: de fundição, de cristalização, de sinterização, de esferas ocas. O Coríndon é conhecido pelos nomes comerciais, como Alaxite, Alundum, Corundum,

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etc. é recomendado especialmente para a retificação de aços carbono, aços liga, aços rápidos, ferro fundido nodular ferro fundido maleável recozido, bronzes duros. Fabricação: a matéria prima é a bauxita, que é um material semelhante à argila, que ocorre em muitas partes do mundo, usualmente à flor da terra. Consiste de óxido de alumínio hidratado com quantidades variáveis de impurezas, como sílica SiO2, Fe2O3, TiO2 e pequenas quantidades de outras impurezas. O conteúdo de água varia consideravelmente. Processo de fundição: é o mais comumente utilizado. O material é inicialmente reduzido, por britagem, a tamanhos de menos de 2 cm e em seguida calcinado em forno de pressão a óleo para eliminar a água combinada. Para eliminar as impurezas, adiciona-se coque, em quantidade que depende da composição da bauxita. Igualmente, cavacos de ferro, são usados como redutores. Eles se combinam com o silício, formando ferro-silício magnético. O material é em seguida fundido em forno elétrico a arco, em temperatura em torno de 2000°C. O bloco líquido é deixado resfriar lentamente no fundo do forno, num ciclo que demora de 10 a 14 dias. Resfriamento lento favorece o crescimento de cristais. Por isto, no processo do bloco, os cristais são maiores do que no processo do vazamento, no qual o material fundido é transferido para panelas chatas, em períodos de 4 a 6 horas. Este processo predomina na fabricação de coríndon branco (extra). O material frio é em seguida britado, moído e peneirado. O tipo de equipamento usado (martelos de queda, britadores, moinhos cônicos, moinhos de martelos, moinhos de rolos, etc) define a forma da média dos grãos (agulhas, cubos, octaedros, trapezóides, tetraedros, etc.). As principais características dos grãos abrasivos são a dureza e a tenacidade. Ambas dependem do processo de fundição (bloco ou vazamento), do tipo e percentual de impurezas, tamanho dos grãos e seus tratamentos mecânicos (britagem), térmicos (tostagem) e químicos (lavagem em ácidos ou bases). Uma ampla variedade de propriedades físicas e químicas dos abrasivos de óxido de alumínio pode ser obtida a partir do controle de impurezas ou aditivos contidos na matéria prima, pela condução do processo de fusão no forno e pela velocidade de esfriamento da massa.

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Figura 9.8 – Composição química dos eletro-coríndons (Fonte: STEMMER, 2005).

A qualidade normal, muito usada, apresenta rebolos densos, com 4 a 7 % de impurezas, principalmente sílica e óxido de titânio. O esfriamento lento leva à formação de cristais muito grandes, que podem ter até 12 mm ou mais de diâmetro. A cor do rebolo varia de cinza-opaco azulado a marrom. Dependendo das impurezas e do Iigante. Com Iigante resinóide predomina a cor marrom. Estes rebolos são de uso geral, para ferro e aço, remoção pesada de desbaste, limpeza de peças de ferro fundido. A qualidade média, obtida a partir de bauxita mais pura, apresenta uma cor marron mais clara até cinza esbranquiçado, usado para a retificação em geral e de aços temperados menos duros. A estrutura dos grãos é grosseiramente cristalina. A variedade branca é obtida a partir da fusão de bauxita purificada quimicamente (processo Bayer), num forno a arco elétrico e procedendo um resfriamento lento. O produto é grosseiramente cristalino, branco, formado por óxido de alumínio incolor e uma multidão de minúsculos poros originados pela volatização da soda, presente na quantidade de poucos décimos de porcento, na matéria prima. Os rebolos brancos, com Al2O3 de pureza superior a 99%, apresentam grãos duros (K100 = 2150), porém menos tenazes (mais friáveis), são usados quando é necessário manter pontos e gumes vivos, como na retificação a seco de aços temperados duros, sensíveis ao calor Abrasivos com uma estrutura formada por finos cristais, conhecida também como “microcristalina“, pode ser obtida pelo resfriamento rápido da massa fundida de coríndon. O óxido de titânio que predomina entre as impurezas na qualidade normal e média, provoca uma redução da dureza dos grãos de corlndon. Por outro lado, a presença de óxidos estranhos, aumenta, em geral, a tenacidade. Um aditivo especial é o óxido de cromo (Cr2O3) que, dependendo da quantidade acrescentada

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ao coríndon extra, produz rebolos de cor entre rosa claro e vermelho escuro, nos quais o coríndon mantém sua dureza (K100 = 2150), ao mesmo tempo que sua tenacidade é aumentada. São usados na afiação e retificação de aço rápido e aços duros. A adição de cobalto leva a rebolos de cor morango, usados na afiação de precisão, onde o rebolo deve manter o perfil (brochas, filetes, estrias, etc.). Outro desenvolvimento é a do Al2O3 zirconado, obtido pela fundição conjunta de óxido de alumínio com 10 a 40% de ZrO2. Os rebolos tem eficiência equivalente aos de coríndon, porém são mais duráveis. O Óxido de alumínio amolece em torno de 1750°C e funde a 2050°C. Sinterização: em que grãos finos (até 5 µm) de óxido de alumínio são transformados numa massa plástica, pela mistura com um ligante. Esta massa é extrudada através de uma tubeira de forma redonda, prismática ou mesmo tubular formando-se barras continuas que são picadas em pedaços de tamanhos iguais. Estes pedaços são levados ao forno e sinterizados. A vantagem está na estrutura de cristais pequenos e uniformes, bem como na eliminação do processo de peneiragem. Os grãos sinterizados são usados principalmente na retificação de desbaste em rebolos com ligante resinóide. A forma de varetas assegura uma ancoragem mais forte do ligante e, portanto, menos desgaste do rebolo. A estrutura cristalina, bem fina, assegura uma melhor resistência dos grãos. Cristalização: coríndon mono-cristalino obtido pela cristalização do mesmo, no forno elétrico, numa matriz fluida ou solução, por exemplo, de sulfeto de alumínio. A pureza é elevada, como no coríndon extra, porém os limites dos grãos são formados pelo crescimento dos cristais e não pela quebra da massa de coríndon fundido. A matriz ﬂuida é removida por um complexo processo químico e os grãos resultantes são lavados e peneirados. Não é necessária qualquer operação de moagem. Não ocorrem, pois, falhas e defeitos, o que assegura tenacidade bem maior dos grãos mono- crístalínos. A vantagem qualitativa é, porém, obtida com acréscimo grande de preço. Coríndon de esferas ocas é uma forma de coríndon obtida pela pulverização de uma massa liquida de Al2O3, resultando em esferas uniformes. A utilização de coríndon de esferas ocas com ligante resinóide leva a um alto grau de porosidade.  Carboneto de Silício (SiC) - É um produto sintético, obtido por fusão em forno elétrico de resistência, de uma mistura de areia de sílica e coque. Ele foi

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descoberto acidentalmente em 1851, por Edward G. Acheson, quando tentava obter diamantes artificiais com o uso de energia elétrica. Fabricação: o produto é obtido em formas constituídas de uma grande caixa formada por tijolos refratários, empilhados a seco, isto é, sem qualquer cimento. São usuais fornos de 6 a 15 m de comprimento, 3 a 6 m de largura por 3 m de altura. Esta caixa serve apenas como continente para manter a mistura bruta que consiste de 53% de areia de sílica (quartzo branco puro, do tipo usado na fabricação de vidro) e 40% de coque de alta qualidade, à qual são acrescentados cerca de 5% de serragem e 2% de sal de cozinha. Estas percentagens correspondem aproximadamente às relações estequiométricas da reação SiO2 + 3C → SiC + 2CO. A serragem serve para deixara massa mais porosa e permitir a saída do grande volume de gás CO (monóxido de carbono) liberado durante o processo. O NaCl serve para a limpeza do produto, transformando alumínio, ferro e outras impurezas em cloretos voláteis. Em ambos os extremos do forno, a meia altura, são colocados grandes eletrodos de grafite. O forno é enchido, inicialmente, com a mistura bruta, solta, até a altura dos eletrodos. Em seguida é feita uma valeta, que é enchida com grafite e coque metalúrgico, interligando os eletrodos montados em cada e›‹tremo do forno, formando um núcleo condutor de eletricidade. A seguir é completada a carga do forno. O núcleo condutor forma a resistência de partida, para aquecer a zona central a temperaturas entre 2000 e 2600°C. Pelo comprimento do núcleo e pelos contatos pontuais das numerosas partículas de carvão, necessita-se uma tensão de partida relativamente alta, de até 500 V Tão logo, porém, que a reação se inicia, forma-se ao redor do núcleo condutor uma camada condutora de carboneto de silício, aumentando a condutividade do forno. Isto exige uma continua e progressiva redução da tensão aplicada. As correntes crescem, podendo chegar até a 40.000 ampéres, ao mesmo tempo que a tensão deve ser reduzida para valores em torno de 75 V. As potências necessárias para operar eficientemente os fornos se situam entre 1000 e 4000 kW. O núcleo de carboneto de silício vai crescendo progressivamente e o processo é paralisado tão logo o mesmo se aproxime das paredes de tijolos refratários. Uma parte da massa bruta é usada como envoltório isolante térmico do núcleo, pois não existe refratário capaz de resistir às elevadas temperaturas de operação deste forno. As reações químicas que se efetuam durante cerca de 36 horas, liberam

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grandes volumes de monóxido de carbono: 1,4 ton. por tonelada de carboneto de silício produzido. Esta massa de gás atravessa a mistura solta e as paredes do forno, onde queima intensivamente. Terminada a corrida do forno, tem-se uma camada externa de massa inalterada, que atuou como isolante térmico. Uma segunda camada de material parcialmente transformada, composta de SiO2, Si, C, e SiC, de composição muito variada. Finalmente vem as camadas de carboneto de silício, com cristais de diferentes tamanhos, dependendo de sua distância em relação ao núcleo. O material é classificado em 3 a 5 qualidades e moído, sendo que as duas melhores qualidades são ainda submetidas a processos químicos de purificação: tratamento com ácidos para dissolver o ferro, lavagem em soda cáustica para eliminar o silício, lavagem com água e vapor para remover o grafite. O material é em seguida secado, passado por um separador magnético e finalmente classificado por tamanho de grão. Propriedades e aplicações do carboneto de silício o carboneto de silício tem elevada dureza, situada entre o coríndon e o diamante, na escala de Mohs. A dureza Knoop, independente da orientação dos cristais, situa-se entre K100 = 2450 e 3000. Tem alta condutividade térmica, boas características de fratura. A frio, pode ser classificado como isolante elétrico, porém a medida que aquece torna-se melhor condutor atingindo a 2000°C a mesma condutividade elétrica do que a do grafite. É usado como abrasivo, na fabricação de rebolos e Iixas, bem como na lapidação. é usado na fabricação de tijolos e outros produtos refratários. O carboneto de silício (SiC) é muito estável quimicamente, não sendo atacado pelos ácidos sulfúrico, nítrico,fluorídrico, clorídrico e água régia, mesmo em temperaturas mais elevadas. O ácido fosfórico, porém, ataca SiC de grão fino já na temperatura de 200-300°. Álcalis, Bórax, cromatos (especialmente cromato de Pb), Ferro, Cobre e Manganês atuam em temperaturas mais elevadas. A velocidade de oxidação depende de numerosos fatores, como a pureza, tamanho dos grãos, temperatura, método de ensaio, etc.. É, porém, em geral muito pequena. O ponto de amolecimento ocorre por volta de 2000°C, e a temperatura de recristalização é de 2400°C.

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As propriedades do carboneto de silício, como abrasivo, variam de acordo com o tipo e a porcentagem de impurezas e da posição, dentro do forno, em que foi obtido. Distinguem-se duas qualidades de carbonetos de silício, que apresentam a cor verde e cor preta, que têm as composições químicas mostradas no quadro da figura 9.9:

Figura 9.9 – Composição química dos rebolos de carboneto de silício (Fonte: STEMMER, 2005).

A cor verde é atribuída a 10-4 até 10-5% de nitrogênio no carboneto de silício muito puro. Pequenas quantidades de alumínio ou óxido de alumínio dão a coloração azul a preto ao carboneto de silício menos puro. A dureza do rebolo verde ou preto é igual, porém o preto apresenta maior tenacidade. Os rebolos de cor verde são utilizados na afiação de ferramentas de metal duro. Os rebolos de cor preta (cinza chumbo a preto esverdeado) são usados na retificação de ferro fundido cinzento e coquilhado, aço inoxidável 18-8, não ferrosos (latão, bronze, alumínio, cobre), assim como não metálicos (borracha, couro, celulóide, refratários, mármores, granito, vidro). O carboneto de silício é oferecido com os nomes comerciais de Carborundum, Crystolon, Silicit e outros.  Carboneto de boro (B4C) - É um abrasivo muito duro, mas friável, razão porque só é usado sob a forma solta, para a lapidação. É obtido em forno elétrico, formando cristais miúdos, brilhantes, de uma dureza Mohs 9,5 e uma dureza Knoop de K100 = 2230 a 2760, ponto de fusão de 2350°C.

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 Diamante sintético - A mais notável propriedade dos diamantes como abrasivos é a sua extraordinária dureza, que excede a de qualquer outro material. A dureza Knoop situa-se entre K100 = 5000 a 7000, dependendo da orientação do cristal. O diamante tem uma condutibilidade térmica bem maior do que a do coríndon e do carboneto de silício. Os grãos de diamante transmitem, assim, rapidamente, o calor de usinagem para o ligante. No caso de ligante resinóide, isto pode destruir a fixação do grão e promover seu arrancamento prematuro. O revestimento dos grãos de diamante com níquel, cobalto ou metais ligados, dissipa mais facilmente o calor. O diamante, em meio ambiente, grafitiza quando a temperatura ultrapassa 900°C. O diamante é usado para retificar metal duro, quartzo, cristal, pedras preciosas, mármore, granito, materiais cerâmicos. Desenvolvimentos recentes, com configurações cristalinas controladas e diamantes revestidos, expandiram a aplicação para a retificação de materiais dúteis não ferrosos. Fabricação: foram desenvolvidos três processos básicos para a obtenção de diamantes sintéticos. 1-Transformação polimorfa direta da estrutura hexagonal do carbono do grafite em estrutura cúbica do diamante.

Este processo só

está sendo aplicável,

economicamente, na obtenção de diamantes micrométricos, de aplicação restrita para lapidação e polimento. 2- Crescimento de átomos de carbono ao redor de um núcleo de diamante, pela pirólise de um hidrocarboneto gasoso ou implantação de átomos de carbono. Este processo ainda está em fase experimental. 3- Transformação de carbono amorfo em diamante, sob altíssimas pressões (em volta de 100 kbar = 10000 MPa) e temperaturas (entre 2000 e 2800°C), na presença de catalisadores (níquel). A grande maioria dos diamantes sintéticos são obtidos por este processo, que se caracteriza pela sua grande ﬂexibilidade. Pela escolha apropriada das condições de síntese, isto é, da combinação de pressão, temperatura, catalisadores, composição química da matéria prima, pode-se controlar a velocidade de crescimento dos cristais de diamante numa faixa que abarca várias potências, bem como controlar o tipo e a distribuição das inclusões do catalisador

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 Nitreto cúbico de boro - CBN - O mais novo abrasivo é onitreto cúbico de boro, sintetizado por R.H. Wentorf em I957 e introduzido comercialmente a partir de 1968. O CBN tem uma dureza K100 = 4700, portanto pouco abaixo da do diamante. A diferença é que esta dureza independe da orientação dos cristais e o abrasivo é estável, sob pressão atmosférica, até 2000°C. Somente acima desta temperatura ocorre a transformação de nitreto de boro de estrutura cúbica para a hexagonal. Os rebolos CBN são usados na retificação de materiais duros, como aços rápidos e aços liga temperados. Fabricação: o nitreto de boro de estrutura hexagonal é obtido pela pirólise do amoníaco de boro e cloro, BCI3.NH3 → BN + 3HCI. O produto é um pó branco, macio de estrutura semelhante à do grafite. A transformação para uma estrutura cúbica é obtida em reatores, sob pressões de 50 a 90 kbar (5000 a 9000 MPa), temperatura entre 1800 e 2700°C, na presença de um catalisador (em geral lítio).

9.2. Granulometria As dimensões dos grãos e sua uniformidade são uma característica importante nos processos de usinagem com abrasivos. A classificação mais usual é a da norma norteamericana ANSI Standard B 74.12-1977 “Specification for Size of Abrasive Grain", que especifica o tamanho dos grãos em "mesh“, que representa o número de fios por polegada linear da peneira na qual os grãos ficam retidos no processo de seleção. Os grãos mais grossos são usados em rebolos para operações de corte e limpeza, enquanto que os grãos mais finos, até 1200, são usados para polimento e lapidação. O quadro ds figura 9.10 dá uma classificação aproximada.

Figura 9.10 – Classificação da granulometria em “mesh” (Fonte: STEMMER, 2005).

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Grãos mais finos, que passam a ser pós impalpávels, são especificados em minutos de tempo necessário para a decantação na água. Coloca-se o pó na água, agitando-se intensamente. Em seguida deixa-se repousar por “n” minutos e se extrai por sifonagem a metade da parte superior. Deixa-se então evaporar a água da parte extraída. O resíduo da evaporação chama-se pó de “n” minutos. Um pó de 1 minuto corresponde aproximadamente à peneira de 200 mesh, ou seia, d =0,07 mm. Para grãos de diamante e de CBN é usada também a classificação da FEPA (Federação Européia dos Fabricantes de Abrasivos), que especifica a abertura da malha da peneira em µm. Neste caso os números maiores correspondem a grãos mais grossos.

9.3. Ligantes O Iigante ou aglutinante tem a função de unir os grãos de abrasivo entre si e também, se for o caso, com o suporte. Os Iigantes se dividem em dois grandes grupos: Iigantes inorgânicos e ligantes orgânicos.

9.3.1. Ligantes Inorgânicos  Ligante cerâmico ou vitrificado (símbolo V) - é constituído de uma mistura de argila, caolim, quartzo, feldspato. Os componentes são moídos, peneirados e classificados, para serem em seguida misturados em proporções que variam com as propriedades que se deseja obter: Modernamente se acrescentam ainda fundentes, constituídos geralmente de silicatos de boro ou de vidros com certo teor de monóxido de magnésio, os quais baixam a temperatura de queima do Iigante, poupando o forno e produzindo grandes economias de tempo e de combustível. A queima, como descrito na fabricação dos rebolos, é feita em fornos aquecidos a óleo , gás ou eletricidade, atingindo temperaturas entre 1000 e 1350°C, assumindo o Iigante um caráter pétreo, vítreo ou porcelânico. Os Iigantes cerâmicos ou vitrificados conferem aos rebolos as seguintes propriedades:  Muita agressividade dos grãos abrasivos, em virtude da estrutura que resulta bastante porosa;  lnelasticidade, pela dureza vítrea do Iigante;

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 Insensibilidade ao calor e ao frio, porém sensível a choques térmicos;  Alta estabilidade frente a ácidos, água, fluidos de corte, óleo, gases, etc..

Cerca de 75% dos rebolos fabricados usam Iigante cerâmico. A velocidade limite recomendada para o uso destes rebolos varia entre 23 e 33 m/s, dependendo da especificação do rebolo (quanto mais duro o rebolo maior a resistência a tração do Iigante, maiores velocidades permitidas), da forma (lisa, com rebaixos, etc.) e da relação entre o diâmetro externo e o diâmetro do furo.  Ligante silicioso (símbolo S) - é um Iigante constituído por silicato de sódio (obtido pela fusão de soda com areia de quartzo), misturado com um pouco de argila. O silicato de sódio é líquido, e endurece a 200°C. A queima é feita em temperatura muito mais baixa do que no caso dos Iigantes cerâmicos. Tem, pois, como vantagem, maior facilidade de execução dos rebolos e possibilidade de fabricação de rebolos grandes. Desvantagens: pouca porosidade, nenhuma elasticidade, dureza pequena. São usados nos casos em que se exige ação suave e onde é preciso reduzir ao mínimo o calor gerado pela retificação, como na afiação de fresas e na cutelaria.  Ligante de magnesita (símbolo O) - é um dos ligantes mais antigos, conhecido como cimento de Sorell. Quimicamente, trata-se de oxicloreto de magnésio, obtido pela mistura de óxido com cloreto de magnésio. A liga endurece em temperatura ambiente, embora lentamente. A reação é dificilmente controlável, sendo freqüentes as fissuras. O material é muito sensível à umidade, pelo que só é usado na retificação a seco. É usado para retificações muito suaves, encontrando aplicação na cutelaria, afiação de navalhas e lâminas de barbear além de esmerilhado de alumínio e zinco.  Ligante metálico (simbolo M) - trata-se de um Iigante de concepção mais recente, utilizado para a confecção de rebolos com abrasivos de diamantes sintéticos e de nitreto cúbico de boro (CBN). O Iigante pode ser efetivado pelos seguintes processos:  Sinterização de pó de bronze ou metais nobres;

123

 Deposição galvânica de metal sobre um suporte coberto de abrasivo;  Infiltração do esqueleto poroso de abrasivo por um metal de baixo ponto de fusão.

O Iigante metálico é usado na fabricação de rebolos de diamante para a retificação de cerâmica. É usado também com corindon e diamantes, na confecção de rebolos condutores para a retificação eletrolítica.

9.3.2. Ligantes Orgânicos  Goma-Iaca (símbolo E) - é um Iigante elástico, utilizado para dar acabamentos finos em eixos de comando de válvula, cilindros de fazer papel, cilindros de laminação de aço, afiação de serras de engenho, máquina “Hemming“ de afiar facas. Não são usados para cortes pesados. É usado com abrasivo de Óxido de alumínio, em rebolos de corte, para preparação de corpos de prova para ensaios metalográficos, em virtude do corte sem descoloração que produzem.  Borracha (simbolo R) - usada para rebolos elásticos em alta velocidade. Permite a rápida remoção de material, como na rebarbação de billets e peças fundidas. Oferece ação suave na retificação de eixos de comando e pistas de mancais de rolamentos. Permitem a fabricação de rebolos de corte de menos de 0,8 mm de espessura.  Resinóide (simbolo B) - são ligantes orgânicos desenvolvidos a partir de resinas sintéticas com ou sem material de enchimento (carga). As mais usadas são as resinas fenólicas ou fenoplásticas, que são do tipo das resinas endurecíveis ou termofixas (termoduras ou termo estáveis). As mais utilizadas são do tipo Novolak, obtidas pela condensação de fenol com formaldeído na presença de catalisadores, como por exemplo, ácido sulfúrico ou amoníaco. De importância para a obtenção de certas propriedades (como, por exemplo, resistência à ﬂexão, estabilidade térmica, eliminação de vazios), são os materiais de enchimento (cargas) usados, dos quais os mais freqüentes são a criolita, o quartzo em pó, o hidróxido de cálcio, a pirita e o óxido de ferro. Outra possibilidade

124

de obter qualidades distintas é a modificação das resinas fenólicas pela adição de outras resinas (epoxi, poliamidas, alquidicos ou outras substâncias orgânicas, como aldeídos (furfurol) ou acetatos). O Iigante resinóide é empregado na maioria dos rebolos de alta velocidade usados em fundições e usinas de billets. É usado em rebolos que atuam com velocidade de 45 m/s em esmerilhadoras oscilantes e de pedestal, para rebarbar peças fundidas e remover escamas e defeitos de billets, como, também em rebolos de corte, com velocidade de 80 m/s. Tem a vantagem de dar rebolos elásticos. O Iigante é atacado por soluções alcalinas. Refrigerantes devem ter pH entre 8,5 e 9. Permitem velocidade de corte de 50 a 60 m/s em rebolos normais e de 80 a 100 m/s para rebolos reforçados com telas de fibra de vidro ou anéis de aço interno.

9.4. Dureza É a resistência oposta ao arrancamento dos grãos. A capacidade de retenção dos grãos abrasivos depende: a) do tipo de Iigante; b) do tamanho dos grãos e dos vazios; c) da espessura das pontes de Iigante, que unem os grãos entre sí, ou seja, do volume do Iigante usado na fabricação do rebolo. A força de sujeição dos grãos deve ser suficiente para que estes, enquanto com arestas vivas, possam remover material da peça. Esta força deve ser, porém, insuficiente para reter grãos desgastados e arredondados. A liberação destes grãos deve expor novos grãos de arestas vivas para a continuação do processo de retificação. Um rebolo macio (suave) solta facilmente os grãos e gasta mais rapidamente. Um rebolo duro retém fortemente os grãos de abrasivo. A dureza ideal é aquela na qual os grãos gastos e arredondados são arrancados de por si, de modo que o rebolo se reafia por si, sem necessidade de uma operação denominada “dressagem“. Esta consiste na remoção dos grãos gastos pela ação de uma ferramenta de "dressar*', que pode ser uma ponta com diamante ou um rolete. Como regra, quanto mais duro o material, mais macio o rebolo, e vice-versa. A dureza de um rebolo é verificada: a) pela raspagem com chave de fenda; b) por aplicação de jato de areia por tempo determinado e comparação da profundidade do furo obtido; c) por volume de material removido por um rolete, que é comprimido com pressão uniforme contra um rebolo girante. A dureza é especificada por letras maiúsculas, significando:

125

 Extra-macio A-B-C-D-E-G  Macio H-I-J-K  Médio L-M-N-O  Duro P-Q-R-S  Extra-duro T-U-W-Z

9.5. Estrutura Refere-se ao espaçamento entre os grãos. Não tem relação direta com a densidade ou com a porosidade, pois dois rebolos, com idêntico volume de poros, poderão tê-los, num, grandes e poucos e noutro, pequenos e numerosos. No primeiro rebolo a estrutura é aberta, enquanto que no segundo é mais fechada (figura 9.11).

Figura 9.11 – Estrutura aberta e fechada (Fonte: STEMMER, 2005).

A estrutura é dada por números, indicando 0, 1, 2 e 3, uma estrutura fechada; 4, 5 e 6 uma estrutura média e 7 a 12, uma estrutura aberta. Uma estrutura fechada determina um aumento no número de arestas cortantes na periferia do rebolo. Rebolos de estrutura aberta oferecem mais espaços para alojamento do cavaco e tem maior durabilidade. Para a seleção da estrutura, deve-se levar em conta o material a esmerilhar o acabamento desejado e o tipo de trabalho.

Material 

Mole e dútil exige estrutura aberta;



Material duro requer estrutura fechada;



Borracha, cortiça, feltro, couro, etc., exigem rebolo altamente poroso.

126

Acabamento 

Quanto mais fino o acabamento, mais densa a estrutura, a fim de se ter número suficiente de arestas cortantes.

Tipo de Trabalho 

Limpeza de peças fundidas e remoção de canais, alimentadores, massalotes, exige geralmente estrutura aberta, a fim de assegurar rápida remoção do material e espaço adequado para o cavaco.



Retificação plana, usando rebolos de copo, exige estrutura aberta.



Retificação cilíndrica e sem centros exige estrutura tanto mais fechada quanto melhor o acabamento desejado.



Retificação de roscas exige estrutura fechada.

9.6. Especificação de Rebolos Para a sua identificação, os rebolos devem ter uma marcação, que é padronizada pelas normas. Para rebolos com abrasivos de óxido de alumínio e carboneto de silício, as normas ABNT NBR 6166, DIN 69100, ISO/R525-1966 são bastante semelhantes, divergindo apenas em alguns detalhes. A figura 9.12 mostra um exemplo de marcação padronizada destes rebolos. A norma lSO/R 525-1966 prevê uma descrição mais precisa do abrasivo e do ligante, dando liberdade ao fabricante para colocar seus próprios símbolos anteposto ao do abrasivo e posposto ao do ligante.

127

Figura 9.12 – Marcação de rebolos com abrasivos convencionais (Fonte: STEMMER, 2005).

A norma DIN 69100, tem uma padronização um pouco diferente, como é mostrado no exemplo da figura 9.13.

Figura 9.13 – Exemplo de marcação de rebolos com abrasivos de Al 2O3 ou SiC (Fonte: STEMMER, 2005).

Para rebolos com abrasivos de diamante ou carboneto cúbico de boro - CBN, as normas ISO 6104-1979 e DIN 69800 fornecem sugestão de marcação, a qual, porém, ainda não é utilizada de modo uniforme. A figura 9.14 mostra uma forma de marcação.

128

Figura 9.14 – Exemplo de marcação de rebolos com abrasivo de diamantes ou CBN (Fonte: STEMMER, 2005).

9.7. Forma dos Rebolos e Perfil dos Bordos As formas básicas e o perfil dos bordos dos rebolos são fixados pelas normas internacionais ISO/R 603-1967, ISO 1117-1975 e ISO/R 525, pelas normas alemãs DIN, reunidas no Manual 108 - Werkzeuge 6, pelas normas norte-americanas ANSI- Standard B 74.2-1974 e pela norma ABNT NBR 6166 (antiga PB-26).

A norma brasileira padroniza as dimensões das seguintes formas básicas de rebolos:  Rebolos do tipo reto plano - RT (ISO no 1). Rebolos finos com menos de 3,2mm de espessura, também são chamados discos de corte.  Rebolo do tipo rebaixado de um lado - UL (ISO no 5).  Rebolo do tipo rebaixado dos dois lados - DL (ISO no 7).  Rebolo do tipo anel (para a retificação plana) AN (ISO no 2).  Rebolo do tipo copo reto (para a retificação plana) - CR (ISO no 6).  Rebolo do tipo copo cônico (para afiadoras de ferramentas e, com Iigante resinóide, para o desbaste) - CC (ISO no 11).  Rebolo do tipo de prato (para afiadoras de ferramentas) PR (ISO no 12).

129

 Rebolo do tipo de pires (para afiação de serras circulares e de fita) PI (ISO n o 13).  Rebolos do tipo faca (para ferramentaria) FA.  Rebolos montados em haste de aço. São usados na retificação interna e de locais pouco acessíveis.

Figura 9.15 – Formas Básicas de Rebolos (Fonte: STEMMER, 2005).

Além destes, existem ainda:  Rebolos montados em placa, em que o rebolo é fixado ou colado, numa das faces, sobre uma placa, geralmente de aço;  Rebolos com redução, com conicidade para dentro ou para fora;  Rebolos de segmentos.

130

Figura 9.16 – Rebolos com redução única para dentro (Fonte: STEMMER, 2005).

Figura 9.17 – Rebolos ebolos montados (Fonte: STOETERAU, 2007).

131

Os bordos dos rebolos podem ter diferentes formas padronizadas, como mostra a figura 9.18.

Figura 9.18 – Perfil dos bordos dos rebolos (Fonte: STEMMER, 2005).

As formas e o perfil dos bordos dos rebolos com revestimento de diamante ou nitreto cúbico de boro são padronizados pela ISO 6104-1979 ou DIN 69800.

9.8. Refrigeração na Retificação A refrigeração, na usinagem com ferramentas de gumes não definidos, tem caracteristicas especiais. Assim, na retificação, a maior parte do calor gerado é transferido para a peça (em média 84%), apenas 4% para os cavacos e 12% fica com o rebolo e seus resíduos. A retificação pode, pois, provocar grandes solicitações térmicas, produzindo problemas como pontos macios na peça (por sobre-aquecimento), pontos duros por aquecimento e resfriamento rápido, áreas queimadas e manchadas, trincas, empenamentos e deformações, etc.. Além disto, como o espaço para alojar cavacos nos rebolos é relativamente pequeno, a remoção constante dos mesmos é essencial para manter boas condições de usinagem. Embora bastante usada a retificação em seco, especialmente na afiação de ferramentas, a retificação úmida oferece em geral grandes vantagens.

132

O fluido lubri-refrigerante, na retificação, tem as seguintes funções: 

Redução do atrito entre o grão abrasivo e a peça;



Refrigeração da superfície da peça;



Limpeza do rebolo, evitando que fique "carregado" de cavacos;



Proteção contra corrosão, das peças e da máquina;



Arraste dos cavacos e dos residuos do rebolo.

A retificação úmida é vantajosa do ponto de vista: 

do rebolo: aumenta a vida e a eficiência do rebolo, evitando que o mesmo fique "carregado" de material (impede a soldagem ou colagem dos cavacos no rebolo);



da peça: melhora o acabamento superficial, evita trincas, manchas de oxidação,

descoloração,

"queima"

material,

empenamento

deformação da peça, pontos duros ou macios; 

da máquina: a refrigeração intensa arrasta o pó abrasivo e os cavacos, evitando que os mesmos contaminem o ambiente e penetrem nos mancais, guias e engrenagens da máquina, provocando desgaste;



da produtividade: diminui o atrito e, conseqüentemente, a temperatura de retificação, permitindo maiores velocidades e uso de rebolos mais macios com granulometria mais grossa. Isto usualmente permite obter o desejado acabamento superficial e a precisão dimensional com relações mais altas de remoção de material, reduzindo significativamente os custos. O aumento da produtividade da retificação depende da escolha do ﬂuido lubri-refrigerante adequado ao rebolo e à operação.

Deve-se evitar que o rebolo trabalhe ou fique parado parcialmente mergulhado em liquido. A absorção de liquido pelos poros do rebojo desequilibra o mesmo e, quando acelerado a altas rotações, provoca vibrações e possivelmente a ruptura do rebolo. Por isto se recomenda que todo liquido seja retirado da bandeja da máquina, ao fim do trabalho.

Como fluidos Iubri-refrigerantes são utilizados:

133

Óleos, apesar de seu efeito lubrificante, são pouco empregados, pelo seu alto custo, perigo de incêndio e problemas potenciais sobre a saúde dos operadores. O uso de meios não miscíveis na água é hoje geralmente restrito à retificação em cheio de formas e na retificação de materiais de difícil usinabilidade. Mesmo nestas duas aplicações, têm encontrado aplicação meios miscíveis na água, quer usando concentrações mais altas (10 a 20%) quer usando aditivos EP. Soluções e emulsões têm encontrado grande aplicação na retificação. As concentrações usuais variam de 1,5 a 2%, valores que crescem para 4-8% na retificação de alto rendimento e alta velocidade. A incorporação de aditivos de extrema pressão, tais como óleos graxos e compostos orgânicos de cloro, enxofre e fósforo tem ampliado o campo de utilização destas soluções e emulsões. Na retificação de alumínio e suas ligas são usados querosene e emulsões de óleos leves, para permitir a decantação dos cavacos de pouco peso. Detalhes sobre os meios lubri-refrigerantes, sua seleção, utilização, aplicação e manutenção, podem ser vistos no capítulo 8.

9.9. Seleção de Rebolos Na escolha de um rebolo, devem ser determinadas as cinco características que definem um rebolo: o Tipo de abrasivo o Granulometria o Tipo de Iigante o Dureza do rebolo o Estrutura

A determinação destas características depende de dois grupos de fatores:

a) Fatores constantes, que são especificados no projeto da peça e que não podem ser modificados. São eles: o Material a retificar

134

o Precisão e grau de acabamento superficial desejados o Superfície de contato entre a peça e o rebolo o Natureza da operação.

b) Fatores variáveis, que podem ser modificados no chão da fábrica, pela equipe de fabricação: o Velocidade do rebolo o Velocidade de avanço ou pressão entre peça e rebolo o Estado de retifica o Características pessoais do operador

Cada um destes fatores influi na determinação das cinco caracteristicas do rebolo.

a.1) Material a retificar, influi na seleção do: o Tipo de abrasivo: AI2O3 - Para retificação de aços carbono, aço liga, aço rápido, ferro fundido maleável e nodulan bronze duro. SiC - Para ferro fundido cinzento, ferro fundido coquilhado, não ferrosos e não metálicos. Diamante - Para metal duro, quartzo, mármore, granito, cerâmica. CBN Para materiais duros, aço rápido e aços liga temperados. o Granulometria: Grãos finos para materiais duros e quebradiços. Grãos grossos, para materiais macios e dúteis. o Dureza: Rebolos duros para materiais macios e quebradiços. Rebolos macios para materials duros. o Estrutura: Fechada para materiais duros e quebradiços. Aberta para materiais macios e dúteis. o Ligante: Depende até certo ponto do material da peça, mas mais das condições de trabalho e dos fatores variáveis.

a.2) Precisão e grau de acabamento superficial, afeta: o Granulometria: Grosseira para desbaste e remoção de grande volume de material. Fina, para acabamento.

135

o Ligante: Vitrificado, para rebarbação e semi-acabado, efeito mais agressivo.

Resinóide,

borracha ou goma-laca,

para acabamento

finíssimo, efeito suave. o Estrutura: Tanto mais densa, quanto melhor o acabamento superficial desejado. a.3) Área de contato, inﬂui na: o Granulometria: Fina, para áreas pequenas de contato. Grosseira, para áreas grandes de contato. o Dureza: Quanto menor a área de contato, mais duro deve ser o ligante. Áreas pequenas de contato levam a altas pressões, que tendem a remover prematuramente os grãos abrasivos. o Estrutura: Pequenas áreas, permitem estrutura fechada. Grandes áreas exigem grãos bem espaçados, para dar lugar para o alojamento dos cavacos.

a.4) Natureza da operação influi na seleção de: o Ligante: Vitrificado, na operação com retíficas cilíndricas externas ou planas. Orgânico (resinóide, borracha, goma-laca) no caso de se exigir acabamento excepcional (pistas de rolamento, cilindros de papel). Orgânico na esmerilhação de desbaste de ferros fundidos, feita em alta velocidade (48 m/s) e sujeita a impactos transversais. Elástico (borracha, goma-laca) em rebolos finos (discos) para corte. o Estrutura: Aberta, na retificação plana, frontal, em que a área de contato é grande. Média, na retificação cilíndrica interna. Fechada, na retificação cilíndrica externa, em que a área de contato é muito pequena. Fechada, na retificação de roscas.

b.1) Velocidade do rebolo, é um fator muito importante e deve ser escolhido tão próximo quanto possível dos valores indicados nas tabelas dos fabricantes, os quais se baseiam em dados experimentais. Ela afeta: o Dureza: Quanto maior a velocidade do rebolo, mais suave deve ser o Iigante. Se por qualquer motivo se reduz a velocidade periférica do rebolo

136

abaixo do valor recomendado, o desgaste do rebolo aumenta. Deve-se então empregar um rebolo mais duro. o Ligante: Cerâmico, só pode ser usado até velocidades de 30 m/s. Orgânico, admite velocidades de 48 mls, ou até mais.

Na realidade, a velocidade máxima de um rebolo, pelo perigo de explodir pela força centrífuga, depende da forma do rebolo, da relação entre o diâmetro externo e o diâmetro do furo, do ligante, da dureza, da utilização de reforços de tela de fibra de vidro. De acordo com estes dados, alguns fabricantes indicam: Para ligantes vitrificados até 42 m/s, excepcionalmente 60 m/s. Para ligantes resinóides até 48 m/s, para limpeza de peças fundidas até 63 m/s e para reparo de blocos de aço, até 80 m/s.

b.2) Velocidade de avanço ou pressão entre peça e rebolo. Quanto maiores estes valores, mais duro deve ser o rebolo. Maiores profundidades de corte implicam numa maior área de contato, exigindo estrutura mais aberta. Velocidades recomendadas de avanço, em [m/min] são:

Operação

Aço Macio

Aço Temperado

Ferro Fundido

Bronze

Desbaste

7,5

Acabamento

Maiores velocidades de avanço tangenciais Vft são utilizadas na retificação em alta velocidade. Na realidade, o aumento da velocidade de corte exige o aumento proporcional da velocidade de avanço, o que retarda ou previne danos térmicos. A relação Vc/Vft deve ser mantida constante, aproximadamente igual a 60. O avanço axial Vfa, ou seja, a velocidade com que a peça é deslocada transversalmente ao rebolo é indicada igual a: o 25% da largura do rebolo, por volta da peça, para obter bom acabamento superficial. A produtividade resulta baixa. o 50%, ou mais, da largura do rebolo, por volta da peça. O acabamento piora, mas se obtém mais produtividade e desgaste uniforme do rebolo ao longo de sua face.

137

b.3) Estado da retifica, influi na dureza do rebolo, que deve ser tanto maior quanto pior a rigidez e estabilidade da retifica (mancais e guias com folga, vibrações, avanços desuniformes, etc.).

b.4) Características individuais do operador, afetam especialmente a dureza do rebolo. O operador dinâmico, com salário proporcional à produção ou com prêmio pelo número de peças produzidas, exige o uso de rebolos mais duros, pois a utilização de avanços ou pressões de trabalho maiores provoca maior desgaste do rebolo. Operadores menos dinâmicos ou pouco motivados, com salários fixos mensais, em geral devem usar rebolos mais macios, pois rebolos mais duros acabam espelhados.

9.10. Defeitos no Uso de Rebolos Na utilização dos rebolos podem ocorrer os seguintes problemas: Problemas

Causas

Desgaste excessivo

- Rebolo muito suave; - Velocidade do rebolo muito baixa; - Velocidade de avanço muito grande - Pressão de contato excessiva; - Rebolo muito estreito; - Descontinuidade na peça (furos,ranhuras, etc.).

"Espelhamento" do rebolo: (Face do rebolo - Rebolo muito duro; fica

lisa,

com

grãos

abrasivos - Grão muito fino;

arredondados, sem gumes vivos. Rebolo - Velocidade excessiva do rebolo; não remove mais material)

- Avanço muito pequeno.

"Empastamento" do rebolo: (Face do rebolo - Estrutura muito densa; carregada

com

cavacos

materiais - Rebolo muito duro;

macios: latão, bronze, alumínio e mesmo - Velocidade de avanço pequena. aço macio. Rebolo liso, não corta mais.

138

10. Análise das Condições Econômicas de Usinagem Já foram analisados os diversos fenômenos causadores dos desgastes da ferramenta, dentre eles a aresta postiça de corte (APC). Afirmou-se que a velocidade de corte a ser utilizada em um processo de usinagem deve ser sempre superior à velocidade crítica (velocidade abaixo da qual se tem a formação da APC), pois abaixo dela o desgaste de flanco da ferramenta é muito alto. Pois bem, sabe-se que a velocidade de corte deve ser superior à velocidade crítica, mas falta analisar quão maior ela deve ser. Se a velocidade utilizada for imediatamente superior à velocidade crítica, os desgastes da ferramenta serão pequenos, com conseqüente vida longa da ferramenta e pequenos custos com ferramenta. Porém, o tempo de corte por peça será alto (devido à baixa velocidade), com conseqüentes baixa produção horária e aumento de custos com utilização de máquina e operador. Há que se considerar aqui que, neste caso, a ferramenta será substituída poucas vezes, o que diminui os tempos passivos devido à troca da ferramenta. Por outro lado, se a velocidade de corte utilizada for muito superior à velocidade crítica, os desgastes da ferramenta vão ser grandes, com vida pequena da ferramenta e conseqüente alto dispêndio com ferramental. Porém, o tempo de corte vai ser baixo, o que pode acarretar menor utilização da máquina e do operador, com custos menores. Neste caso também, pode acontecer da vida ser tão baixa e o número de vezes que se tem que parar a máquina para substituir a ferramenta tão alto, que também o tempo total de produção de uma peça (que soma, aos tempos de corte, todos os tempos passivos) seja alto, apesar do pequeno tempo de corte. Então, existe um valor intermediário de velocidade entre a velocidade crítica e uma velocidade muito superior a ela, onde se tem os menores custos de produção. Neste ponto, a velocidade de corte é chamada de velocidade de mínimo custo (v co). Por outro lado, existe também um valor intermediário de velocidade, onde se tem o menor tempo total de fabricação de uma peça. Neste ponto a velocidade de corte é chamada de velocidade de máxima produção (vcmxp). Vai se provar mais adiante que vcmxp é sempre maior que vco. Toda esta análise ainda não leva em consideração as condições de contorno do processo, como qualidade da peça, condições do sistema máquina-ferramenta-peçadispositivo de fixação, etc. Em seguida será descrito todo o equacionamento utilizado para o cálculo das condições de mínimo custo e de máxima produção e, depois, será

139

comentado em que situação cada condição deve ser utilizada diante das demais condições de usinagem e de qualidade da peça. Também comentar-se-á como os novos paradigmas da manufatura influenciam no equacionamento das condições econômicas de usinagem.

10.1. Ciclos e Tempos de Usinagem

O ciclo de usinagem de uma peça, pertencente a um lote de Z peças, é constituído diretamente pelas seguintes fases: 1. Colocação e fixação da peça 2. Aproximação e posicionamento da ferramenta 3.Corte 4. Afastamento da ferramenta 5. Inspeção (se necessário) e retirada da peça

Além destas fases, tomam parte indiretamente no ciclo de usinagem (para um lote de Z peças) 6. Preparo da máquina 7. Remoção da ferramenta para sua substituição 8. Recolocação e ajustagem da nova ferramenta

Cada uma das fases acima vai ser denominada como segue: tt = tempo total de usinagem de uma peça tc = tempo de corte (fase 3) ts = tempo secundário (fases 1 e 5) ta = tempo de aproximação e afastamento (fases 2 e 4) tp = tempo de preparo da máquina (fase 6) tft = tempo de troca da ferramenta (fases 7 e 8)

140

O tempo total de usinagem de uma peça, dentro de um lote de Z peças, será:

tt  t c  t s  t a 

tp Z



Nt  t ft Z

(10.1)

Onde: Nt é o número de trocas da ferramenta para a usinagem do lote

Z  N t  1  Z t  N t  1 

Nt  Z 

T tc

tc 1 T

(10.2)

(10.3)

Onde: Zt é o número de peças usinadas durante a vida T de uma ferramenta. Substituindo a equação 10.3 na equação 10.1, tem-se:

tp 1   t tt  tc   t s  ta    t ft   c  t ft Z Z   T

(10.4)

Pode-se ver na equação 10.4 que o tempo total de usinagem de uma peça pode ser dividido em 3 parcelas, isto é: tt  tc  t1  t2

(10.5)

onde: tc é o tempo de corte, que diminui com o aumento da velocidade de corte. t1 é o tempo improdutivo, referente à colocação, inspeçâo e retirada da peça, aproximacão e afastamento da ferramenta, substituição da ferramenta e preparo da máquina para a usinagem de um lote, que é independente da velocidade de corte.

141

t2 é o tempo relacionado com a troca da ferramenta. Quanto maior a velocidade de corte, menor a vida da ferramenta e maior é o número de paradas da máquina para substituição da mesma. Portanto, maior também esta parcela.

10.2. Velocidade de Corte de Máxima Produção (vcmxp)

É, como já foi visto, a velocidade de corte em que o tempo total de confecção de uma peça (t) é mínimo. Em um torneamento cilíndrico de uma peça, tem-se:

l f  v f  tc  f  n  tc Onde, a rotação da peça d pode ser dada por: n 

1000  vc  d

Assim, tem-se, no torneamento cilíndrico, que:

tc 

l f   d

(10.6)

1000  f  vc

Onde: lf é o percurso de avanço em mm d é o diâmetro da peça em mm f é o avanço em mm/volta vc é a velocidade de corte em m/min Em operações onde o avanço da ferramenta não segue uma trajetória retilínea (copiagem de um perfil, por exemplo) e/ou a velocidade de avanço não é constante (torneamento de face com variação de rotação para manter a velocidade de corte constante, por exemplo), o cálculo do tempo de corte não pode ser feito usando a equação 10.6. Nestes casos, ou se deduz a equação do tempo de corte em função da velocidade e comprimento de avanço usando integração, ou, de uma maneira mais simples, se cronometra este tempo.

142

Substituindo-se a equação 10.6 na 10.4, tem-se:

tt 

l f   d

tp 1 l f   d     t s  t a    t ft    t ft 1000  f  vc  Z Z  1000  f  vc  T

(10.7)

mas pela formula de Taylor:

T

(10.8)

K x vc

Substituindo 10.8 em 10.7, tem-se:

x 1 t p   l f    d  vc  1  tt    t s  t a       t ft 1000  f  vc  Z   1000  f  K Z 

l f   d

(10.9)

Comparando-se a equação 10.9 com a 10.5, vê-se que as 3 parcelas que constituem o tempo total de confecção de 1 peça tem os seguintes valores:

tc 

l f   d 1000  f  vc

t1  t s  t a 

t2 

tp Z

l f    d  vc



t ft Z

x 1

1000  f  K

 t ft

A figura 10.1 apresenta a variação destas 3 parcelas em função da velocidade de corte. Vê-se na figura que, como citado anteriormente, o tempo de corte diminui com o crescimento da velocidade de corte, o tempo t 1 é independente da velocidade e o tempo t2 relativo à troca da ferramenta, aumenta com a velocidade de corte.

143

Figura 10.1 – Tempo de Produção por Peça X Velocidade de Corte (Fonte: FERRARESI, 1977)

O valor da velocidade de máxima produção (mínimo tempo de produção) é o ponto de mínimo da função expressa na equação 10.9. Admitindo-se o avanço e a profundidade de usinagem constantes, para se obter o mínimo desta função, faz-se:

x  1.l f .d .vc l f . .d dt t   dvc 1000. f .vc 1000. f .K

x2

.t ft

Assim, para dtt / dvc = 0:



1 vcmxp



x  1.vcmxp x2 K

.t ft  0

Logo, a velocidade de máxima produção pode ser dada por:

vcmxp  x

K x  1.t ft

(10.10)

Substituindo o valor de vcmxp obtido na equação 10.10, na fórmula de Taylor (equação 10.8), obtém-se a vida da ferramenta para a máxima produção:

144

Tmxp  x  1.t ft

Vê-se na equação 10.10, que a velocidade de corte de máxima produção é facilmente obtida, bastando para isto se ter o tempo de troca da ferramenta (que se consegue com simples cronometragem da operação) e os valores de x e K da fórmula de Taylor para o par ferramenta-peça em questão, que podem ser obtidos em tabelas ou, preferencialmente, no próprio processo produtivo.

10.3. Custos de Produção

Diversos são os custos envolvidos na produção de uma peça. Pode-se dividi-los em 2 categorias: aqueles devidos ao processo propriamente dito, como custo das ferramentas e custo de ocupação das máquinas e dos operadores e aqueles não diretamente envolvidos com o processo, como custo de controle de qualidade, custo da matéria-prima, custo da mão-de-obra indireta, etc. Para a análise dos custos com o fim de se obter a velocidade econômica de corte (velocidade de mínimo custo), só é necessário considerar a primeira categoria de custos. Assim, os custos diretamente envolvidos com a produção de uma peça por usinagem são:

Kp = custo de produção por peça Kus = custo da mão-de-obra de usinagem Kuf = custo das ferramentas (depreciação, troca, afiação, etc.) Kum = custo da máquina (depreciação, manutenção, espaço ocupado, energia consumida, etc.)

Onde: Kp  Kus  Kum  Kuf

(10.11)

Relembrando: o custo de produção por peça deveria também envolver outros custos, mas para os objetivos desta análise somente a somatória destas 3 parcelas da equação 10.11 é suficiente.

145

Estas 3 parcelas citadas podem ser dadas por:

Kus  tt .

Sh 60

(10.12)

Onde: tt é o tempo total de confecção por peça em minutos Sh é o salário e encargos do operador em R$/hora

Kum 

 tt  m Vmi  Kmc  Em  Ke Vmi  Vmi    j   H  60  M M 

(10.13)

onde: Vmi é o valor inicial de aquisição da máquina em R$; m é a idade da máquina em anos; M é a vida prevista para a máquina em anos; j é a taxa de juros por ano; Kmc é o custo anual de manutenção da máquina em R$/ano; Em é o espaço ocupado pela máquina em m 2; Ke é o custo do m 2 ocupado pela máquina em R$/m 2 . ano; Sm é o custo total da máquina em R$/hora H é o número de horas de trabalho por ano.

Assim,

Kum 

tt  Sm 60

(10.14)

No caso de se utilizar pastilhas intercambiáveis como ferramenta, o custo da ferramenta por vida é dado por:

Kft 

Vsi Kpi  N fp Ns

(10.15)

146

onde: Nfp é a vida média do porta-ferramentas, em quantidade de arestas de corte, até sua possível inutilização; Vsi é o custo de aquisição do porta-ferramenta; Ns é o número de arestas de corte da pastilha intercambiável; Kpi é o custo de aquisição da pastilha intercambiável.

O custo da ferramenta por peça é dado por:

Kuf 

(10.16)

K ft Zt

onde: Zt é o número de peças usinadas por vida T da ferramenta.

10.4. Vida Económica da Ferramenta

Da equação 10.11 tem-se que: Kp = Kus + Kum + Kuf

Substituindo-se as equações 10.12, 10.14 e 10.16 em 10.11, tem-se:

Kp  tt 

t t Sh Sm K ft  tt    t  Sh  Sm  c  K ft 60 60 Z t 60 T

(10.17)

A equação 10.9 expressa o valor de tt. Assim, substituindo 10.9 em 10.17 e fazendo-se as passagens necessárias, tem-se:

t t 1 t Kp   1    Sh  Sm  c  Sh  Sm  c 60 T  60 Z 

t ft     K ft   Sh  Sm 60  

(10.18)

Ou ainda:

Kp  C1 

tc t  C2  c  C3 60 T

(10.19)

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Onde: C1 é a constante independente da velocidade de corte em R$/peça; C2 é a soma das despesas com mão-de-obra e com máquina em R$/hora; C3 é a constante de custo relativo à ferramenta. Para o caso do torneamento cilíndrico, tc é dado por

tc 

l f   d 1000  f  vc

Substituindo-se esta expressão na equação 10.19, tem-se:

Kp  C1 

  d l f 60 1000  f  vc

 C2 

  d l f 1000  f  vc  T

(10.20)

 C3

Mas, pela equação de Taylor tem-se que: T = K .vc-x Substituindo-se T na equação 10.20, tem-se que:

Kp  C1 

  d l f 60 1000  f  vc

 C2 

  d  l f  vc x 1 1000  f  K

(10.21)

 C3

Analogamente à equação de tempo total de usinagem por peça (tt), o custo de usinagem de uma peça (Kp) se compõe de 3 parcelas, mostradas na figura 10.2. O primeiro termo C1, independe da velocidade de corte. O segundo termo diminui à medida em que a velocidade de corte cresce e o terceiro termo aumenta à medida em que a velocidade cresce, já que (x-1) o expoente a que a velocidade de corte está elevado na equação 10.21 é sempre maior que zero. O valor mínimo de Kp (admitindo-se f e ap constantes), obtem-se quando a derivada da expressão 10.21 em função da velocidade de corte for nula. Assim:

x  1    d  l f  vc   d l f dKp   C  2 2 dvc 1000  f  K 60 1000  f  vc

x 2

 C3  0

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Figura 10.2 – Custo de Produção por Peça X Velocidade de Corte

Logo, a velocidade de corte de mínimo custo será:

vco  x

C2  K 60  x  1  C3

(10.22)

Diferentemente da expressão da velocidade de máxima produção, a expressão para velocidade de mínimo custo possui parâmetros de mais difícil obtenção no processo produtivo, pois depende do valor de Sm e C3, que como pode ser visto nas equações 10.13 e 10.14, é um parâmetro que depende de diversos valores difíceis de serem obtidos de uma maneira rigorosa em um processo produtivo.

10.5. Intervalo de Máxima Eficiência

A figura 10.3 mostra as curvas de custo total de usinagem por peça (Kp) e de tempo total de confecção (tt) contra a velocidade de corte. Define-se intervalo de máximo eficiência (IME) o intervalo compreendido entre as velocidades de mínimo custo e de máxima produção.

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É muito importante que os valores de velocidade de corte realmente utilizados estejam neste intervalo. Por exemplo, se o valor de v c utilizado estiver logo abaixo da velocidade de mínimo custo (portanto fora do IME), o custo da peça em usinagem vai ser próximo do mínimo, mas o tempo para fabricá-la vai ser bem alto. Como pode ser visto na figura 10.3, existe um outro valor de velocidade de corte, dentro do IME, onde o custo é idêntico, mas o tempo de confecção de uma peça é bem menor. O mesmo se pode falar do outro extremo do IME. Se o valor de v c for logo acima do valor de v cmxp (portanto fora do IME), o tempo de confecção de uma peça é próximo do mínimo, mas o custo de produção da peça é alto. Na figura 10.3, vê-se que existe um outro valor de velocidade de corte dentro do IME, para o qual o tempo de confecção de uma peça é idêntico, mas o custo é bem menor.

Figura 10.3 – Intervalo de Máxima Eficiência

Há que se ressaltar que toda a análise feita foi baseada na escolha prévia do avanço, da profundidade de usinagem e da ferramenta. Estes devem ser escolhidos previamente, baseados nas condições de contorno do processo, quais sejam: tipo da operação (operação de desbaste ou de acabamento), potência da máquina, rigidez do sistema máquina-ferramenta-peça-dispositivo de fixação, etc. Para concluir este item, deve-se afirmar um princípio que nem sempre é bem entendido no meio produtivo, que resulta da análise feita acima: Nem sempre aumentar a velocidade de corte significa aumentar a produção horária de peças e, nem sempre diminuir a velocidade de corte significa diminuir os custos de produção.

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11. Sistemas CNC O homem, sempre criou utensílios para facilitar sua vida. À medida que aumentava seu conhecimento dos fenômenos da natureza, crescia também a complexidade desses utensílios, que evoluíram até se tornarem máquinas. Para tornear uma peça, por exemplo, partimos de dispositivos rudimentares, progredimos por meio de tomos mecânicos manuais, tornos

acionados por motores

elétricos, tornos automáticos com controle mecânico, tornos computadorizados

chegamos às chamadas células de torneamento, uma verdadeira minífábrica de peças torneadas.

Figura 11.1 – Esquema da evolução das máquinas ferramenta para torneamento.

Todas as máquinas devem ter seu funcionamento mantido dentro de condições satisfatórias, de modo a atingir com êxito o objetivo desejado. A forma primitiva de controle é a manual. O homem-, por meio do seu cérebro e seu corpo, controla as variáveis envolvidas no processo. No caso do torno mecânico, por exemplo, de acordo com o material a ser usinado, o torneiro seleciona a rotação da placa, o avanço a ser utilizado, a quantidade de material a ser removido, e verifica se vai utilizar ou não fluido de corte etc. O torneiro é o controlador do torno mecânico. Com um instrumento de medição, ele verifica a dimensão real da peça.

151

A informação chega ao seu cérebro através dos olhos. Também através dos olhos, o cérebro recebe informações da dimensão desejada, contida no desenho da peça. No cérebro, ambas as informações são comparadas: a dimensão desejada e a dimensão real. O resultado dessa comparação - o desvio - é uma nova informação, enviada agora através do sistema nervoso aos músculos do braço e da mão do torneiro. O torneiro, então, gira o manipulo do torno num valor correspondente ao desvio, deslocando a ferramenta para a posição desejada e realizando um novo passe de usinagem. A seguir, mede novamente a peça, e o ciclo se repete até que a dimensão da peça corresponda à requerida no desenho, ou seja, até que o desvio seja igual a zero.

Figura 11.2 – Esquema de controle manual de um torno mecânico.

Mas o homem percebeu que quando tinha que usinar várias peças iguais, o trabalho tomava-se monótono e cansativo. Repetir diversas vezes as mesmas operações, além de ser desestimulante é perigoso, pois a concentração e atenção do operador da máquina diminuem ao longo do dia. Que bom seria se o tomo pudesse funcionar sozinho! Bastaria ao operador supervisionar o trabalho, corrigindo algum, imprevisto surgido durante o processo. Assim, o controle manual, exercido pelo homem, foi substituído pelo controle mecânico. Esse controle era realizado por meio de um conjunto de peças mecânicas, constituído principalmente de carnes. Todos esses componentes mecânicos tinham a função de transformar a rotação de um motor elétrico numa seqüência de movimentos realizados pela ferramenta.

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Figura 11.3 - Tomo com controle mecânico.

A existência desse controle mecânico fez com que a máquina conseguisse maior independência em relação ao ser humano. Ela passou a ser uma máquina automática. No entanto, o homem não ficou completamente satisfeito, pois ainda havia um problema a ser solucionado. A cada novo tipo de peça, os carnes precisavam ser trocados por outros com perfis diferentes. Os demais componentes da máquina precisavam ser novamente ajustados. Tudo isso era trabalhoso e demorado. A máquina, sem dúvida, era automática, mas adaptá-la a um novo serviço exigia muitas modificações. Era uma. Máquina "rígida''. Que bom seria se tivéssemos uma máquina "flexível", capaz de se adaptar facilmente a uma mudança no tipo de peça a ser produzida! Mas esse problema ficou sem solução até o desenvolvimento dos computadores na década de 1950. Os computadores, entre outros benefícios, possibilitaram à indústria automatizar suas máquinas de uma maneira que pudessem se adaptar mais facilmente a uma mudança no tipo de produto. Além de automáticas, eram máquinas flexíveis. 0s computadores utilizados para controlar movimentos de máquinas receberam um nome especial: comandos numéricos computadorizados ou controles numéricos computadorizados. Abreviadamente, CNC. Eles foram utilizados, pela primeira vez, em 1952, para automatizar uma fresadora destinada a produzir peças para aviões e helicópteros. Naquela época, o comando numérico era muitas vezes maior que a própria máquina; Falhava freqüentemente e possuía uma capacidade de cálculo ridícula quando comparado aos atuais CNC. A bem da verdade, nem era um computador como os de

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hoje, pois não possuía microprocessador. Era constituído apenas de relês e válvulas eletrônicas. A figura mostra um tomo moderno, controlado por meio de um comando numérico computadorizado.

Figura 11.4 - Torno com controle numérico.

Uma das vantagens do comando numérico em relação aos tipos anteriores de controle é a possibilidade de mudar rapidamente a seqüência de operações que a máquina deve realizar. Por meio de um programa específico, essa seqüência é alterada para realizar uma determinada seqüência de funções. Um programa é uma lista de instruções escritas numa linguagem que a máquina é capaz de entender. Um cozinheiro, para preparar um bolo, deve seguir fielmente os passos descritos na receita. A máquina também precisa obedecer às instruções do programa para executar sua tarefa com perfeição. Mudar o programa de operação da máquina é, portanto, muito mais rápido do que fabricar novos carnes ou realizar regulagens mecânicas.

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Você ainda pode estar, se perguntando por que o controle é chamado numérico. A resposta parece óbvia: Porque utiliza números. Certo! Mas quais números? Bem, um comando numérico, como já vimos, é um computador com a missão especial de controlar movimentos de máquinas. E os computadores são máquinas elétricas. Logo, essas máquinas só são capazes de distinguir duas situações ou estados: existência, ou não, de um certo valor de tensão elétrica. Se houver tensão, podemos indicar esse estado com o número um. Se não houver tensão, usamos o número zero. Aí estão nossos números. Controlamos a máquina usando combinações de zeros e uns. Mas imagine-se escrevendo um programa usando apenas zeros e uns. Coisa de louco, não? Daí a necessidade das linguagens de programação dos comandos numéricos. Elas permitem que a tarefa do programador fique um pouco mais fácil, pois essa linguagem acaba sendo intermediária entre a linguagem de máquina (aquele punhado de zeros e uns) e a linguagem natural do ser humano (português, no nosso caso). Vejamos um trecho de um programa: O2000; T05; G97 S1200; M3; M8; GO X20. Z2.

Para uma pessoa que não conhece a linguagem de programação da máquina, as letras e números acima não fazem sentido. A máquina, no entanto, é capaz de entender e, o que é melhor, obedecer às instruções descritas por esses códigos. Se fossemos traduzir para o português, as linhas acima diriam algo assim:

O2000

Esse programa foi balizado com o número 2000.

T05

Trabalhe com a ferramenta número 5.

G97S1200

A rotação da placa será igual a 1200 rpm.

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Ligue a placa nasentido horário (olhando-se da placa para a contraponta).

M8.

Ligue o fluido de corte.

GO X20.Z2 Desloque a ferramenta com o maior avanço disponível na máquina, para o ponto de coordenadas X = 20 mm e Z = 2 mm:

No entanto, você deve estar pensando; "Tudo bem; mas como o comando numérico toma conhecimento dessas instruções?". O jeito mais fácil seria conversar com o comando numérico, contar-lhe todas as instruções e mandá-lo obedecer. Bem, talvez um dia cheguemos a esse estágio de desenvolvimento. Atualmente, no entanto, temos que nos valer de outros modos de entrada de dados, como os apresentados abaixo.

Figura 11.5 – Modos de armazenamento e transmissão de programas.

Com o programa em sua memória, cabe ao comando numérico executá-lo, fazendo com que a máquina obedeça às instruções. Mas como isso ocorre? Você se lembra do controle manual realizado pelo torneiro ao operar um torno mecânico? Bem, vamos então estudar como transformar esse controle num controle numérico.

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A primeira coisa é substituir o cérebro do torneiro por um comando numérico. Em seguida, precisamos de algum dispositivo que seja capaz de saber quanto a máquina se deslocou. Assim, seremos capazes de controlar as dimensões da peça. Portanto, devemos substituir o instrumento de medição utilizado no controle manual por um sensor de posição. Um encoder rotativo, por exemplo. Finalmente, para movimentar a máquina não podemos mais contar com o operador. Seus músculos, braço, mão, bem como o manipulo da máquina, serão substituídos por um servomotor de corrente alternada. Essas modificações podem ser observadas a seguir.

Figura 11.6 - Correlação entre componentes dos controles manual e numérico.

Agrupando-se os novos componentes, podemos observar a malha de controle da máquina:

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Figura 11.7 - Malha de controle numérico.

Geralmente, quando falamos em máquinas CNC, estamos nos referindo a máquinas-ferramenta. No entanto, as máquinas-ferramenta correspondem apenas a um tipo de máquina CNC. Assim, apesar de os comandos numéricos serem tradicionalmente usados em máquinas-ferramenta, essa não é sua única aplicação. Em princípio, qualquer máquina que deva ter seu posicionamento, velocidade e aceleração controlados pode ser automatizada por meio deste tipo de controle. Portanto, máquinas controladas numericamente também podem ser encontradas nas indústrias têxtil, alimentícia, de embalagens, calçados, plásticos etc. Como já vimos, um comando numérico tem a função de controlar movimentos. Uma máquina pode possuir vários movimentos, normalmente classificados em movimentos de translação ou rotação. Costuma-se dizer que cada um desses movimentos é um "eixo" da máquina, associando-se uma letra a ele. Nas figuras a seguir, temos uma mandriladora com os eixos X, Y e Z, correspondendo respectivamente aos movimentos longitudinal, vertical e transversal, e uma fresadora com quatro eixos lineares. X, Y, Z e W, e dois eixos rotativos, B e C.

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Figura 11.7 – Representação dos eixos em uma mandriladora e em uma fresadora.

Embora uma máquina possa apresentar vários movimentos, nem sempre ela é capaz de realizar todos ao mesmo tempo. Assim, a mandriladora da figura, embora possua três eixos, pode, devido a restrições de hardware e software, ser capaz apenas de realizar dois movimentos ao mesmo tempo. Assim, costuma-se dizer nesse caso que, embora a máquina possua, fisicamente três, ela é na realidade uma máquina de dois eixos. Logo, "eixo" pode ser um conceito relacionado a quantos movimentos a máquina tem ou a quantos movimentos ela pode realizar, ao. mesmo tempo. O significado depende da situação descrita naquele momento. A cada um dos eixos da máquina associa-se um servomotor, com velocidade e aceleração que podem ser controladas pelo comando numérico e por drivers. O servomotor representa o elo de ligação entre a mecânica e a eletrônica.

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Figura 11.8 – Sistema de movimentação de uma mesa.

A eletrônica, num primeiro momento, simplificou a estrutura mecânica, da máquina. Muitas peças deixaram de ser utilizadas graças à presença dos servomotores. Esses motores fizeram com que as caixas de mudança de velocidade, compostas por um grande número de engrenagens, praticamente desaparecessem. Num torno ou numa fresadora CNC, a rotação da placa ou do cabeçote, bem como as velocidades de translação ou rotação dos eixos, é estabelecida simplesmente por meio de funções de programação. O comando numérico da máquina envia uma ordem ao driver, encarregado do acionamento do motor, e o driver aciona diretamente o motor. Mecanicamente, isso é muito mais simples, como pode ser visto na figura.

A tecnologia eletrônica, além de permitir simplificar a estrutura mecânica, criando comandos numéricos cada vez mais compactos, confiáveis, econômicos e precisos, forçou o aprimoramento dos componentes mecânicos. Para evitar que atritos e folgas afetem a precisão da máquina, a indústria mecânica desenvolveu componentes cada vez mais sofisticados. Assim, os fusos de perfil trapezoidal deram lugar aos fusos de esferas recirculantes. Na figura a seguir, esses fusos apresentam maior rendimento na transmissão de esforços mecânicos, pois é pequeno o atrito entre as esferas e as pistas da castanha e do fuso.

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Figura 11.9 - Fusos e guias usados em máquinas-ferramenta CNC.

As guias de deslizamento das máquinas também foram substituídas, por guias lineares, mais precisas e eficientes. A confiabilidade e vida útil desses componentes também é maior em relação aos fusos e guias tradicionais. Para aumentara independência do operador, a grande maioria das máquinasferramenta CNC é equipada com dispositivos conhecidos como ATCs, sigla de Automatic Tool Changer, ou seja. Trocador Automático de Ferramenta. O trocador automático de ferramentas retira uma ferramenta e coloca outra na posição subseqüente de usinagem. O trocador trabalha com um carrossel, onde são montadas as várias ferramentas participantes do processo de usinagem. Existem vários modelos de trocadores de ferramentas. Nos tornos, o carrossel é normalmente chamado de torre. Alguns exemplos de ATCs e "magazines" (carrosséis) porta-ferramentas podem ser vistos na figura abaixo.

Figura 11.10 - Modelos de trocadores de ferramentas e magazines utilizados em tornos e centros de usinagem.

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O "magazine" (carrossel) porta-ferramentas e o trocador de ferramentas diferenciam as fresadoras dos chamados centros de usinarem. Nos centros de usinagem, a troca de ferramentas é realizada automaticamente. Essa evolução em relação às fresadoras faz dos centros de usinagem as máquinas mais importantes para a implementação de sistemas de usinagem automatizados.