PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA
MECÂNICA
Cláudio Parreira Lopes
Análise do desgaste de ferramentas no
fresamento de engrenagens cônicas de
grandes dimensões fundidas
em aço ABNT 4140
São João Del Rei, 2013
Análise do desgaste de ferramentas no
fresamento de engrenagens cônicas de
grandes dimensões fundidas
em aço ABNT 4140
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado
da Universidade Federal de São João Del Rei,
como requisito para a obtenção do título de
Mestre em Engenharia Mecânica
Área de Concentração: Materiais e Processos de
Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga
São João Del Rei, 2013
L864a
Lopes, Cláudio Parreira
Análise do desgaste de ferramentas no fresamento de engrenagens
cônicas de grandes dimensões fundidas em aço ABNT 4140 [manuscrito] /
Cláudio Parreira Lopes. - 2013.
77f. ; il.
Orientador: Durval Uchôas Braga
Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de São João Del Rei.
Departamento de Engenharia Mecânica.
Referências: f. 73-77.
1. Fresamento - Teses. 2. Avarias - Teses. 3. Engrenagens -
fabricação - Teses. 4. Comando Numérico Computadorizado - CNC - Teses.
5. Corrente elétrica - Teses. I. Braga, Durval Uchôas (orientador) II.
Universidade Federal de São João Del Rei. Departamento de Engenharia
Mecânica. III. Título
CDU: 621.914
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA
MECÂNICA
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
Análise do desgaste de ferramentas no
fresamento de engrenagens cônicas de grandes
dimensões fundidas em aço ABNT 4140
Autor: Cláudio Parreira Lopes Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga
A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação:
São João Del Rei, 19 de abril de 2013
Dedico este trabalho à minha esposa Michele, meu raio de sol.
Agradecimentos
Agradeço primeiramente a Deus, força constante que me fez prosseguir nos
momentos difíceis deste caminho, sendo meu guia, meu piloto, minha luz e meu
norte durante este tempo de provação e mudança de pensamento.
Agradeço também a minha esposa Michele de Cássia Fernandes Fonseca,
por compartilhar os momentos de alegrias e tristezas durante o mestrado. Pela
companhia e pelo carinho, dedico este trabalho a você.
A minha família, Sr. Armando Lopes de Camargos, Sra. Raimunda Parreira
Lopes, Sr. Jairo Antônio de Paula, Adriano Parreira Lopes, Luciana Parreira Lopes,
Mateus Silva Correa, Sr. Divino José da Fonseca, Sra. Beatriz Fernandes Fonseca,
Lorena Angélica Fonseca, Arnaldo de Andrade, Fernanda Fernandes Fonseca e
Daniel Chaves Backer, pelo apoio e pela amizade neste período de ausência.
Aos colegas da Pemill Indústria de Usinagem Ltda. que ajudaram na
realização dos ensaios: Claudiney Libério de Bessa, Rômulo Nilmar de Sousa,
Anderson Alessandro Diniz, Fábio Lara Amaral e Luiz Henrique de Brito. Ao amigo
Edson José dos Santos pelo apoio técnico na parte elétrica. Aos amigos Paulino
Salviano Filho e Edson Lemos de Sousa por terem disponibilizado os recursos
necessários para realização deste trabalho.
Ao Prof. Dr. Wagner Custódio de Oliveira, do Centro Federal de Educação
Tecnológica Cefet Divinópolis, pela divulgação dos trabalhos em seu blog.
Ao Prof. Steven Shenfield, do Centro de Cultura Britânica Red Lion
Divinópolis, pela importante contribuição no aprendizado da língua inglesa.
Aos colegas de mestrado Reinaldo Emílio Cruz de Jesus, Elifas Levi da Silva,
Deibe Valgas dos Santos, Ana Paula Borges de Melo, Ely Wagner Ferreira Sabará e
Cleiton Arlindo Martins, pelo companheirismo e pelo tempo de convivência
compartilhado.
Aos funcionários da Universidade Federal de São João Del Rei UFSJ, Camilo
Lellis dos Santos, Emílio Dias Moreira, Mônica Maria Jaques, Prof. Dr. José Antônio
da Silva, Prof. Dr. Lincoln Cardoso Brandão, Prof. Dr. Marco Antônio Schiavon, Prof.
Dr. Frederico Ozanan Neves, pela experiência e dedicação demonstradas.
Ao Prof. Dr. José Felipe Dias e ao Prof. Antônio Lombardo, da Universidade
de Itaúna UIT, que abriram as portas para meu ingresso no programa de mestrado.
Em especial ao amigo Prof. Dr. Durval Uchôas Braga, da Universidade
Federal de São João Del Rei UFSJ, pela dedicação e pelo comprometimento
profissional.
Finalmente, a todos aqueles que direta ou indiretamente contribuíram para a
realização deste trabalho.
Resumo
Técnicas não intrusivas de monitoramento são importantes aliadas para redução do
descarte subjetivo de ferramentas nos processo de usinagem. Apesar da crescente
utilização de equipamentos CNC nas indústrias metalmecânicas, existe a ausência
de sensores integrados aos equipamentos que indiquem ao operador o momento
ideal para troca da ferramenta desgastada. Assim, torna-se necessário aliar métodos
diretos e indiretos de controle com o objetivo de suprir esta carência. Neste trabalho
foram monitorados os sinais de corrente elétrica/potência no processo de fresamento
frontal de engrenagens em máquina CNC com o intuito de correlacioná-los ao
desgaste e/ou avarias apresentados. As informações coletadas formaram um banco
de dados responsável pela tomada de decisão com relação ao momento ideal de
substituição das pastilhas no processo. Como variáveis independentes utilizou-se
dois tipos de ferramentas, três valores de velocidade de corte e quatro comprimentos
de usinagem. Os dados foram tratados estatisticamente através da análise de
variância (ANOVA). Por meio do contraste estatístico pode-se concluir que as
ferramentas utilizadas estão sujeitas a maior ocorrência de desgastes e/ou avarias
quando trabalham com menores velocidades de corte, e que os fenômenos de
degradação apresentados podem ser relacionados com o aumento da corrente
elétrica/potência, pelo menos em 83% dos ensaios realizados.
Palavras Chave: CNC, Fresamento, Desgastes/Avarias, Fabricação de
Engrenagens, Corrente Elétrica.
Abstract
Non-intrusive monitoring techniques are important allies to reduce disposal subjective
tools in machining process. Despite the increasing use of CNC equipment in the
metal-mechanic industries, there is a lack of integrated sensors on equipment to
indicate to the operator the ideal time to change the tool worn. Thus, it becomes
necessary to combine direct and indirect methods of control in order to fill the gap. In
this work we monitored the signals of current / power in the process of face milling of
gears on a CNC machine in order to correlate them to wear and / or damage
presented. The information collected formed a database responsible for decision
making regarding the optimal time to replace the pads in the process. As
independent variables, two types of tools, three values of speed of cutting and
machining four lengths. The data were statistically analyzed by analysis of variance
(ANOVA). By means of statistical contrast can be concluded that the tools used are
subjected to higher occurrence of wear and / or damage when working at lower
cutting speeds and that the phenomena of degradation presented may be linked to
increased electric current / power at least 83% of the tests.
Keywords: CNC, Milling, Wear / Damage, Gear Manufacturing, Electrical Current.
Lista de figuras
Figura 2.1 - a) Tornofresamento; b) Fresamento de rosca; c) Fresamento
trocoidal (adaptado de SANDVIK, 2011)..................................... 21
Figura 2.2 - Fresamento frontal (METÁLICA, 2012)....................................... 22
Figura 2.3 - a) χr = 10º; b) χr = 45º; c) χr = 90º (adaptado de
KENNAMETAL, 2012)................................................................. 23
Figura 2.4 - Localização do diâmetro na fresa (ISCAR, 2012)........................ 23
Figura 2.5 - Diferentes valores de Dc em diferentes geometrias de
ferramentas (adaptado de MITSUBISHI, 2012)........................... 24
Figura 2.6 - a) ap fresamento tangencial (adaptado de SANDVIK, 2011); b)
ap fresamento frontal (KENNAMETAL, 2012).............................. 24
Figura 2.7 - a) Largura de corte fresamento tangencial; b) Largura de corte
fresamento frontal (adaptado de SANDVIK, 2011)...................... 25
Figura 2.8 - Velocidade de corte no fresamento (NBR-6162, 1989)............... 25
Figura 2.9 - Avanço por dente no fresamento (adaptado de SANDVIK,
2011)............................................................................................ 26
Figura 2.10 - Avanço por rotação no fresamento (adaptado de SANDVIK,
2011)............................................................................................ 26
Figura 2.11 - Espessura máxima do cavaco no fresamento (WALTER,
2012)............................................................................................ 27
Figura 2.12 - Espessura máxima do cavaco para χr = 90º (ISCAR, 2012)....... 27
Figura 2.13 - Espessura máxima do cavaco em pastilhas redondas (χr < 60º)
(adaptado de SANDVIK, 2011).................................................... 28
Figura 2.14 - Determinação do diâmetro efetivo em fresas tipo ball
(KENNAMETAL, 2010)................................................................ 29
Figura 2.15 - Inclinação do eixo principal da máquina (SANDVIK, 2011)......... 30
Figura 2.16 - Corte raso (KENNAMETAL, 2010).............................................. 31
Figura 2.17 - Diferentes regiões de entrada da ferramenta (adaptado de
SANDVIK, 2011).......................................................................... 31
Figura 2.18 - Danos em ferramentas de corte (adaptado de CHILDS et al.
2000)............................................................................................ 33
Figura 2.19 - Regiões para medição de desgastes em ferramentas
(adaptado de ISO 3685, 1993)....................................................
35
Figura 2.20 - Desgaste de flanco (ISCAR, 2012).............................................. 35
Figura 2.21 - Desgaste de cratera (WALTER, 2007)........................................ 36
Figura 2.22 - Representação gráfica de desgaste em ferramentas (DAVIM,
2008)............................................................................................ 36
Figura 2.23 - Fresamento de engrenagem em centro de usinagem CNC
(HELLER GROUP, 2010)............................................................ 39
Figura 2.24 - a) Verificação do estado de superfície (DIGIMESS, 2012); b)
Inspeção visual............................................................................ 41
Figura 2.25 - Medição óptica............................................................................. 41
Figura 2.26 - Medição da corrente elétrica e potência do motor (adaptado de
MEASURE CURRENT, 2012)..................................................... 42
Figura 2.27 - Modelo de um mapa de intensidade luminosa montado a partir
do sinal de emissão acústica (SOUTO, 2007)............................. 43
Figura 2.28 - Monitoramento por processamento de imagens (BARREIRO et
al., 2008)...................................................................................... 44
Figura 3.1 - Centro de usinagem Travis M2000.............................................. 50
Figura 3.2 - Detalhes e dimensões do corpo de prova................................... 51
Figura 3.3 - Determinação dos comprimentos de corte.................................. 52
Figura 3.4 - Montagem no microscópio Mitutoyo............................................ 53
Figura 3.5 - Montagem no microscópio eletrônico de varredura..................... 54
Figura 3.6 - Projetor de perfil Digimess........................................................... 54
Figura 3.7 - Medição eixo coordenado X para ferramenta T1......................... 55
Figura 3.8 - Transdutor digital Yokogawa....................................................... 55
Figura 3.9 - a) Transformador de corrente (LUKMA, 2012); b) Montagem do
transdutor digital Yokogawa......................................................... 56
Figura 3.10 - Montagem do sistema via Transdig............................................. 57
Figura 3.11 - a) Durômetro manual Time Hardness Tester; b) Pontos de
medição da dureza no perfil do dente usinado............................ 58
Figura 4.1 - Valor médio do desgaste nas ferramentas.................................. 62
Figura 4.2 - Superfície secundária de folga ferramenta T1............................. 63
Figura 4.3 - Superfície secundária de folga ferramenta T2............................. 63
Figura 4.4 - Valor médio da corrente para ferramentas utilizadas.................. 66
Figura 4.5 - Aresta secundária de corte da ferramenta T1 para
comprimento de corte L2; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc....... 68
Figura 4.6 - Aresta secundária de corte da ferramenta T1 para
comprimento de corte L4; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc....... 68
Figura 4.7 - Aresta secundária de corte da ferramenta T2 para
comprimento de corte L2; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc....... 69
Figura 4.8 - Aresta secundária de corte da ferramenta T2 para
comprimento de corte L4; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc....... 69
Lista de tabelas
Tabela 2.1 - Tabela de análise da variância.................................................... 49
Tabela 3.1 - Variáveis independentes.............................................................. 51
Tabela 3.2 - Seleção das ferramentas T1 e T2................................................ 52
Tabela 3.3 - Variáveis dependentes................................................................ 53
Tabela 4.1 - Dureza em Hardness Brinell (HB) no dente da engrenagem...... 59
Tabela 4.2 - Análise de variância para dureza................................................. 60
Tabela 4.3 - Desgaste (µm) medido na superfície secundária de folga........... 61
Tabela 4.4 - Análise de variância para desgaste na superfície secundária de
folga............................................................................................. 61
Tabela 4.5 - Valores da corrente elétrica (Ampere)......................................... 64
Tabela 4.6 - Análise de variância da corrente elétrica..................................... 65
Lista de abreviaturas e siglas
Letras Latinas
A - divisão da aresta principal de corte
ae - largura de corte [mm]
ap - profundidade de corte [mm]
Aα - superfície principal de folga
A’α - superfície secundária de folga
B - divisão da aresta principal de corte
C - divisão da aresta principal de corte
d - diâmetro externo da fresa [mm]
D - diâmetro do cortador [mm]
Dc - diâmetro externo da fresa [mm]
De - diâmetro efetivo [mm]
f - avanço por rotação [mm/rot]
fz - avanço por dente [mm/dente]
h máx. - espessura máxima do cavaco [mm]
H0 - hipótese de nulidade
H1 - hipótese de não nulidade
I - i-ésimo
iC - diâmetro externo da pastilha redonda [mm]
J - j-ésimo
KT - profundidade do desgaste de cratera [mm]
kV - kilovolt
kW - kilowatt
L1 - comprimento de corte 1 [mm]
L2 - comprimento de corte 2 [mm]
L3 - comprimento de corte 3 [mm]
L4 - comprimento de corte 4 [mm]
L5 - comprimento de corte 5 [mm]
L6 - comprimento de corte 6 [mm]
Le - comprimento da ferramenta [mm]
n - rotações por minuto ou velocidade do fuso
N - divisão da aresta principal de corte
PK - ponto de tangência [mm]
R - raio da fresa redonda [mm]
rε - raio de ponta da ferramenta [mm]
S - aresta de corte
T1 - ferramenta 1
T2 - ferramenta 2
Th - espessura da ferramenta [mm]
VBB - largura do desgaste de flanco [mm]
vc - velocidade de corte [m/min]
vf - avanço da mesa ou velocidade de avanço da mesa [mm/min]
VI - Virtual Instrument (Instrumento Virtual)
Wi - largura da ferramenta [mm]
zc - número de arestas efetivas de corte
Yij - observação do i-ésimo tratamento na j-ésima unidade experimental
Letras Gregas
α - nível de significância
εij - erro associado ao i-ésimo tratamento da j-ésima unidade experimental
χr - ângulo de posição [graus]
µ - média geral estatística
µm - micrometro
Ti - efeito do i-ésimo tratamento
φ - ângulo de contato do dente em corte efetivo [graus]
Abreviações
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas
AD - Analógico Digital
AlTiN - Nitreto de Alumínio Titânio
ANOVA- Analysis of Variance (Análise de Variância)
CAD - Computer Aided Design (Desenho Assistido por Computador)
CAM - Computer Aided Manufacturing (Manufatura Assistida por Computador)
CNC - Comando Numérico Computadorizado
F(calc.) - valor calculado para distribuição de Fisher
F(tab.) - valor tabelado para distribuição de Fisher
GL - Grau de Liberdade
HB - Hardness Brinell
HRC - Hardness Rockwell C
HSC - High Speed Cutting
HSM - High Speed Machining
ISO - International Organization for Standardization
Hz - Hertz
MEV - Microscópio Eletrônico de Varredura
MPa - MegaPascal
MQL - Minimal Quantity of Lubrificant (Quantidade Mínima de Lubrificante)
NBR - Norma Brasileira Regulamentadora
NC - Numeric Control (Comando Numérico)
QMRes - quadrado médio dos resíduos
QMTrat - quadrado médio dos tratamentos
rpm - Rotações por Minuto
SSRes - soma dos quadrados dos resíduos
SSTotal- soma dos quadrados totais
SSTrat - soma dos quadrados dos tratamentos
TiN - Nitreto de Titânio
USB - Universal Serial Bus (Porta Serial Universal)
SUMÁRIO
1 - INTRODUÇÃO........................................................................................ 18
2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.................................................................... 20
2.1 - Processo de usinagem por fresamento................................................... 20
2.2 - Características básicas do fresamento frontal........................................ 22
2.3 - Fresamento quanto aos parâmetros de usinagem.................................. 25
2.4 - Fresamento frontal com ferramentas tipo ball......................................... 28
2.5 - Posição da ferramenta no fresamento frontal......................................... 31
2.6 - Desgastes e avarias em ferramentas...................................................... 32
2.7 - Elementos causadores de desgastes e avarias em ferramentas............ 33
2.8 - Caracterização do desgaste em ferramentas.......................................... 34
2.9 - Principais desgastes e avarias em ferramentas...................................... 35
2.10 - Características do aço ABNT 4140......................................................... 37
2.11 - Processos de produção de engrenagens................................................ 38
2.12 - Monitoramento e controle de sinais......................................................... 39
2.13 - Monitoramento por sinais elétricos do motor........................................... 45
2.14 - Vantagens obtidas com a utilização de sensores de efeito Hall............. 47
2.15 - Análise de variância................................................................................ 47
3 - MATERIAIS E MÉTODOS....................................................................... 50
3.1 - Máquina, corpo de prova, ferramentas e variáveis................................. 50
3.2 - Monitoramento dos sinais elétricos do motor.......................................... 55
3.3 - Medição da dureza no corpo de prova.................................................... 57
3.4 - Programação do centro de usinagem CNC............................................. 58
3.5 - Fluido de corte......................................................................................... 58
4 - RESULTADOS E DISCUSSÕES............................................................ 59
4.1 - Dureza das superfícies usinadas............................................................ 59
4.2 - Desgastes das ferramentas..................................................................... 60
4.3 - Monitoramento da corrente elétrica do motor da máquina...................... 64
4.4 - Análise qualitativa da superfície da ferramenta....................................... 67
5 - CONCLUSÕES....................................................................................... 70
6 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS...................................... 72
7 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS........................................................ 73
1 - INTRODUÇÃO
O processo de fresamento convencional utilizado na fabricação de
engrenagens de grandes dimensões vem sendo substituído gradativamente por
alternativas de manufatura assistidas por computador, executadas em máquinas
CNC. A principal vantagem na utilização deste método é a fabricação de perfis com
dimensões e formas variadas, sem necessidade de aquisição de ferramentas
específicas.
As ferramentas convencionais empregadas no processo tradicional (fresa
módulo, fresa caracol) possuem valores elevados de aquisição, sendo igualmente
custosas quando necessitam de reafiação e execução de nova cobertura. Quando
comparadas às ferramentas intercambiáveis, as mesmas perdem em requisitos
logísticos e técnicos, como dificuldades para mensurar desgastes/avarias em
microscópios e projetores de perfil, geometria complexa, classe limitada de aplicação
para usinagem de materiais, custos com equipamentos e ferramental dedicado,
entre outros.
Apesar dos constantes avanços encontrados nas atuais máquinas-
ferramenta, ainda não é completamente possível se determinar de forma precisa o
momento ideal para troca das ferramentas de corte no processo de usinagem. Por
vezes, algumas características do produto/processo são utilizadas como justificativa
para determinar o fim de vida da ferramenta, o que pode conduzir a uma tomada de
decisão imprecisa. Baseado nestas informações torna-se necessário conhecer e
avaliar o desempenho das ferramentas substituindo-as no momento ideal.
No cenário fabril mundial pode-se observar que os equipamentos que
empregam o princípio do fresamento, ou seja, a remoção de material por meio de
ferramentas multicortantes, têm se tornado as máquinas de maior utilização e
emprego. Isto ocorre devido ao seu caráter multifuncional, pois com a evolução dos
equipamentos mecatrônicos, também ocorre crescente demanda na busca por
soluções de usinagem.
Devido à velocidade de fabricação e atendimento a curtos prazos de entrega,
é importante salientar que muitas empresas não se preocupam com a utilização
correta de ferramentas de corte, o que pode causar em médio prazo, significativas
perdas econômicas. De nada adianta realizar investimentos em maquinário
19
tecnologicamente avançado quando não se dá a devida atenção para as
ferramentas necessárias ao processo de fabricação. Então, é preciso criar condições
de acompanhamento e determinar critérios mais rigorosos quanto ao descarte de
ferramentas, principalmente quando levamos em consideração as dificuldades para
gerenciar grandes lotes de fabricação e máquinas que trabalham praticamente em
ciclos ininterruptos de produção.
O objetivo geral deste trabalho consiste em contribuir para formação e
aperfeiçoamento dos pesquisadores interessados em estudar o processo de
fresamento de engrenagens em máquinas CNC, utilizando-se técnicas de
investigação aliadas ao conhecimento científico. O objetivo específico consiste em
correlacionar a eficiência de duas ferramentas utilizadas no processo de fresamento
frontal na fabricação de engrenagens cônicas de grandes dimensões fundidas em
aço ABNT 4140, em três níveis de velocidade de corte e quatro níveis de
comprimento de corte, permitindo assim, sugerir uma seleção racional da ferramenta
e/ou parâmetros de corte ideais.
2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 - Processo de usinagem por fresamento.
Atualmente o fresamento pode ser considerado o sistema de fabricação mais
flexível encontrado nas indústrias de usinagem de materiais. A característica de
adaptação à geometria das peças, independentemente de sua complexidade,
principalmente quando se utilizam máquinas CNC, e as altas taxas de remoção de
material fazem do processo um dos mais utilizados no setor metalmecânico.
Podem-se encontrar inúmeras definições para o processo de fresamento, as
quais convergem para uma operação de usinagem na qual a peça de trabalho é
submetida à passagem de uma ferramenta rotativa cilíndrica com uma ou mais
arestas de corte. O eixo de rotação da ferramenta de corte é perpendicular à direção
de alimentação da peça de trabalho e a forma geométrica da superfície criada pode
ser diversificada (DAVIS, 2002; DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2008; SANDVIK,
2005; STOETERAU, 2004; TRENT, 2000; YOUSSEF e EL-HOFY, 2008).
A aresta da fresa pode possuir diversos formatos e suas taxas de produção
são elevadas. O fresamento é uma operação de corte interrompido, onde as arestas
da fresa alternam o contato com a peça durante cada rotação, criando um ciclo de
força, impacto e choque térmico, sendo necessário à ferramenta suportar tais
condições (GROOVER, 2010).
Durante os últimos anos o processo de fresamento evoluiu lado a lado com o
desenvolvimento das máquinas-ferramentas (SANDVIK, 2011). O estado da arte do
processo se caracteriza pelo aumento da flexibilidade dos equipamentos com
máquinas de cinco ou mais eixos, máquinas multitarefa, e pela redução dos tempos
passivos referentes à troca de máquinas.
Segundo Repo (2010), o número adicional de graus de liberdade de um
equipamento, caracterizado pelo aumento do número de eixos da máquina, pode
comprometer a rigidez do mesmo. Apesar desta limitação e, dependendo da
geometria de trabalho, ainda torna-se possível executar praticamente todas as
operações para conclusão de uma peça empregando-se uma única máquina.
21
Outra tendência do fresamento é a usinagem com menor profundidade de
corte e com maior velocidade de avanço, conhecida como high speed machining
(HSM) ou com maior velocidade de corte, conhecida como high speed cutting (HSC).
Este processo possui alta taxa de remoção de material, baixas forças de
corte, bom acabamento superficial, elevada transferência de calor na interface
cavaco ferramenta, pequena distorção dimensional e baixos níveis de vibração
(RODRIGUES e COELHO, 2007). Devido às altas velocidades utilizadas, a
usinagem em HSC produz altas temperaturas na zona primária de cisalhamento do
cavaco, induzindo a plasticidade na peça de trabalho e, portanto, diminuindo as
forças de corte (ABUKHSHIM, MATIVENGA e SHEIKH 2005).
A evolução das ferramentas também está ligada ao projeto e ao
desenvolvimento dos materiais. Se por um lado fundição e forjamento são capazes
de garantir produtos bem próximos das dimensões finais (e consequentemente com
menor sobremetal), as ferramentas modernas são capazes de usinar materiais
endurecidos, ligas de alta resistência e superligas.
Ferramentas com cobertura multicamada, substratos e geometria de corte
tecnologicamente desenvolvida também auxiliam na usinagem dos novos materiais.
O fresamento básico está dividido em operações elementares, como o
faceamento, fresamento de cantos, fresamento de perfis, cavidades e canais. Com o
desenvolvimento das máquinas e softwares o número de operações está em
constante ampliação. Novas operações são obtidas pelo fresamento, podendo citar
o tornofresamento, o fresamento de roscas, a usinagem em rampa circular, o
fresamento trocoidal, mostrados na Figura 2.1.
a) b) c)
Figura 2.1 - a) Tornofresamento; b) Fresamento de rosca; c) Fresamento trocoidal
(adaptado de SANDVIK, 2011).
22
2.2 - Características básicas do fresamento frontal.
O fresamento é denominado frontal quando a posição da árvore na fresadora
é perpendicular à superfície da mesa, conforme mostrado na Figura 2.2.
Figura 2.2 - Fresamento frontal (METÁLICA, 2012).
O ângulo de posição (χr) é o ângulo formado entre a tangente de um ponto da
aresta principal de corte e a direção de avanço da ferramenta. Este afeta a
espessura dos cavacos, a força de corte e a vida da ferramenta.
Os ângulos de posição mais comuns são 10º, 45º e 90º, mostrados na Figura
2.3. Quando χr = 10º, as fresas podem trabalhar com altos valores de avanço por
dente (fz) e serem utilizadas para fresamento de mergulho. Quando χr = 45º, as
forças de corte radiais e axiais possuem as melhores condições de balanceamento,
porém os valores da profundidade de corte ficam limitados. Quando χr = 90º, as
forças radiais ficam orientadas na direção do avanço, permitindo usinar peças de
paredes finas e com menor vibração. Nas pastilhas redondas e ferramentas com
grande raio de ponta, o ângulo de posição varia entre zero e 90º, alternando a
direção da força de corte ao longo do raio da aresta.
23
a) b)
c)
Figura 2.3 - a) χr = 10º; b) χr = 45º; c) χr = 90º (adaptado de KENNAMETAL, 2012).
Segundo Davim (2008), o controle rígido da geometria de corte é capaz de
alterar o fluxo dos cavacos, quebrar e executar a expulsão correta dos mesmos.
Quando este controle é empregado no fresamento, por exemplo, utilizando-se
ângulo de posição com 45°, permite que a velocidade de avanço seja ampliada em
40%, aumentando-se assim a produtividade. Também permite distribuir
corretamente a temperatura na cunha de corte e influenciar o estado de tensão
residual da superfície usinada.
O diâmetro da fresa (Dc) é o diâmetro medido acima do ponto PK, onde a
aresta de corte principal encontra a fase paralela da ferramenta, conforme mostrado
na Figura 2.4. É utilizado para o cálculo da velocidade de corte (vc) na operação de
fresamento.
Figura 2.4 - Localização do diâmetro na fresa (ISCAR, 2012).
24
Dependendo da geometria da ferramenta, o diâmetro da fresa (Dc) deverá ser
cuidadosamente considerado. A interpretação da sua localização no arranjo da
ferramenta, conforme mostrado na Figura 2.5, tem influência no cálculo da
velocidade de corte real.
Figura 2.5 - Diferentes valores de Dc em diferentes geometrias de ferramentas
(adaptado de MITSUBISHI, 2012).
A profundidade de corte (ap), mostrada na Figura 2.6, contribui para o volume
de metal que a ferramenta remove da peça. Alguns fatores são limitadores da
profundidade de corte: tamanho da pastilha, potência da máquina, geometria da
peça, entre outros.
a) b)
Figura 2.6 - a) ap fresamento tangencial (adaptado de SANDVIK, 2011); b) ap
fresamento frontal (KENNAMETAL, 2012).
A largura de corte (ae), mostrada na Figura 2.7, é a distância transversal em
relação à superfície que está envolvida na usinagem. Também é entendida como a
largura radial da fresa envolvida no corte.
25
Figura 2.7 - a) Largura de corte fresamento tangencial; b) Largura de corte
fresamento frontal (adaptado de SANDVIK, 2011).
2.3 - Fresamento quanto aos parâmetros de usinagem.
A velocidade de corte é a velocidade instantânea do movimento de corte, no
ponto de corte escolhido (NBR-6162, 1989), dada em metros por minuto (m/min) e
obtida pela Expressão 2.1, em que “n” é a rotação do eixo árvore da máquina e “d” o
diâmetro da fresa. No fresamento, a velocidade de corte é representada como
mostrado na Figura 2.8.
Figura 2.8 - Velocidade de corte no fresamento (NBR-6162, 1989).
O avanço por dente (fz), mostrado na Figura 2.9, é a distância linear
percorrida pela ferramenta enquanto um determinado dente está em processo de
corte. É dado em milímetros por dente (mm/dente). O valor do avanço por dente é
26
calculado a partir da espessura máxima recomendada para o cavaco (hmáx.) e do
ângulo de posição da ferramenta (χr).
Figura 2.9 - Avanço por dente no fresamento (adaptado de SANDVIK, 2011).
O avanço por rotação (f), mostrado na Figura 2.10, é a distância percorrida
pela ferramenta durante uma rotação completa. É dado em milímetros por rotação
(mm/rot). É usado nos cálculos de avanço e na determinação da capacidade de
acabamento gerada pela fresa.
Figura 2.10 - Avanço por rotação no fresamento (adaptado de SANDVIK, 2011).
O número de arestas efetivas de corte (zc) corresponde ao número de dentes
que usinam simultaneamente. É utilizado para determinar a velocidade de avanço e
tem influência crítica no escoamento dos cavacos e na estabilidade operacional.
A velocidade de avanço (vf), também denominada avanço da mesa,
representa o movimento da ferramenta em relação à peça. É dada pela Expressão
2.2 em (mm/min).
27
A espessura máxima do cavaco (hmáx.) é um valor que está relacionado à
produtividade. Quando localizado na faixa ideal, garante que realmente ocorre o
processo de corte efetivo. Um cavaco com espessura muito baixa corresponde a um
desempenho insatisfatório da usinagem; um cavaco com espessura muito alta
corresponde à sobrecarga na aresta de corte, conduzindo a mesma ao colapso.
Matematicamente é obtida pela Expressão 2.3 e mostrada na Figura 2.11, em que φ
representa o ângulo de contato do dente em corte efetivo. Na Figura 2.12 observa-
se a espessura máxima do cavaco em função do ângulo de posição (χr).
Figura 2.11 - Espessura máxima do cavaco no fresamento (WALTER, 2012).
Figura 2.12 - Espessura máxima do cavaco para χr = 90º (ISCAR, 2012).
28
É importante salientar que a tendência de tornar a espessura do cavaco
próxima do zero permite o aumento do avanço por dente em algumas condições:
fresas com pastilhas de aresta reta, fresas com pastilhas redondas, fresas com
pastilhas com raio de ponta grande e fresamento periférico com largura radial
pequena.
Nas fresas com pastilhas redondas ou pastilhas com raio de ponta grande, o
melhor desempenho é obtido quando o ângulo de posição permanece abaixo de 60º.
Nestes casos, a profundidade de corte possui a limitação de não exceder 25% do
diâmetro da pastilha (iC), conforme mostrado na Figura 2.13. As pastilhas redondas
possuem melhor relação de espessura máxima do cavaco quando comparadas às
pastilhas de aresta reta.
Figura 2.13 - Espessura máxima do cavaco em pastilhas redondas (χr < 60º)
(adaptado de SANDVIK, 2011).
No fresamento periférico com largura radial pequena, a espessura máxima do
cavaco varia dependendo da razão entre largura fresada e diâmetro da fresa (ae /
Dc). Quando esta razão é menor que 50%, a espessura mínima do cavaco é
reduzida em relação ao avanço por dente (fz).
2.4 - Fresamento frontal com ferramentas tipo ball.
Ferramentas ball são aquelas que possuem perfil externo semelhante à forma
geométrica de uma esfera ou semi-esfera. Este tipo de ferramenta é muito utilizado
na usinagem de matrizes, peças com superfícies complexas, usinagem high speed,
aplicadas na indústria aeroespacial e na indústria automobilística. Em função da sua
forma geométrica, alguns conceitos devem ser considerados para sua utilização.
29
O diâmetro efetivo da ferramenta deve ser observado inicialmente para o
cálculo da rotação do eixo árvore, conforme mostrado na Figura 2.14.
Figura 2.14 - Determinação do diâmetro efetivo em fresas tipo ball (KENNAMETAL,
2010).
O diâmetro efetivo é definido como o diâmetro axial real da fresa na linha de
centro da profundidade de corte, sendo afetado pelo raio de ponta da ferramenta e
pela profundidade axial de corte. Matematicamente é obtido pela Expressão 2.4:
O diâmetro efetivo substitui o diâmetro da fresa para o cálculo da velocidade de corte na fórmula convencional. Assim, a velocidade de corte passa a ser obtida matematicamente pela Expressão 2.5:
Um inconveniente na aplicação da geometria ball são os esforços de corte
presentes na região próxima ao centro da ferramenta. Como o diâmetro possui a
tendência de aproximar-se de zero, a velocidade de corte também aproxima-se de
zero. Esta montagem é prejudicial ao processo de corte, pois o escoamento de
cavacos no centro da ferramenta é crítico devido ao espaço estreito na aresta
transversal.
30
A fim de minimizar as tensões geradas nesta condição, sugere-se que o eixo
da ferramenta seja inclinado com relação à linha de centro principal do eixo árvore
da máquina, conforme mostrado na Figura 2.15. O objetivo desta inclinação é de
mover a zona de corte para fora do centro da ferramenta, ajudando a equalizar as
cargas presentes na formação do cavaco.
Figura 2.15 - Inclinação do eixo principal da máquina (SANDVIK, 2011).
Infelizmente em muitas máquinas não é possível executar tal configuração,
muito menos inclinar as peças que se pretende produzir. Assim, nas situações onde
o diâmetro total da ferramenta está envolvido no trabalho de corte, deve-se
selecionar um raio de ponta para ferramenta de modo a criar um diâmetro efetivo, e
utilizar profundidades de corte adequadas para minimizar os esforços presentes na
região próxima ao centro do inserto.
Outra montagem que permite o emprego de velocidades de corte e avanço
por dente maiores é o corte raso, conforme mostrado na Figura 2.16. No corte raso,
a profundidade de corte é menor que o raio de ponta da fresa, porém a ferramenta
possui uma fase reta. Neste caso, a velocidade de corte pode ser aumentada devido
ao menor tempo de contato da aresta de corte. O tempo de propagação do calor na
zona de contato decai, e consequentemente, as temperaturas da aresta de corte e
da peça são mantidas baixas. O avanço por dente também pode ser aumentado
devido à diminuição da espessura dos cavacos.
31
Figura 2.16 - Corte raso (KENNAMETAL, 2010).
O diâmetro efetivo (De), no corte raso, pode ser obtido pela Expressão 2.6:
2.5 - Posição da ferramenta no fresamento frontal.
A formação inicial do cavaco ocorre em três regiões distintas segundo a
posição da fresa, conforme mostrado na Figura 2.17: na entrada do corte, no arco de
contato e na saída do corte. Na entrada do corte, a ferramenta está sujeita a tensões
de compressão. Não é considerada uma região crítica, apesar de produzir cavacos
mais espessos.
Figura 2.17 - Diferentes regiões de entrada da ferramenta (adaptado de SANDVIK,
2011).
32
Os maiores problemas ocorrem na região de saída do cavaco. Um cavaco
espesso não tem apoio no ponto final de corte, possuindo tendência a curvar-se.
Essa curvatura gera uma força de tração, levando a ferramenta a apresentar
quebras. Um arco de contato grande produz maior tempo de corte, e por
consequência, maior calor transferido para aresta de corte.
Uma maneira de se obter cavacos mais espessos na entrada do corte e
cavacos menos espessos na saída do corte é o deslocamento da linha de centro
entre ferramenta e peça (WALTER, 2012). Observando-se uma relação prática, é
recomendado que o diâmetro da fresa seja entre 20-50% maior do que a largura de
corte (ae), e que a distância entre centros seja maior que zero para atenuar os
esforços. Porém, a utilização do deslocamento entre centros não deve ser tomada
como regra, pois depende exclusivamente da condição da ferramenta.
2.6 - Desgastes e avarias em ferramentas.
Os desgastes e as avariais em ferramentas, quando observados de maneira
direta ou indireta, podem ser considerados como indicadores do fim de vida das
mesmas. Além de alterar a qualidade superficial do produto usinado, também podem
comprometer sua dimensão e sua geometria. Apesar de serem fenômenos comuns
a qualquer tipo de ferramenta, desgastes e avarias são indesejáveis, no entanto, não
é possível trabalhar sem eles.
O termo desgaste é definido como sendo a perda contínua e microscópica de
partículas da ferramenta devido à ação do corte. As outras ocorrências, que não
apresentam esta característica, são definidas como avarias (DINIZ, MARCONDES e
COPPINI, 2008).
A avaria também é entendida como um fenômeno que ocorre de maneira
repentina e inesperada, causada pela quebra, lascamento ou trinca da aresta de
corte. A quebra e o lascamento levam a destruição total ou à perda de uma
quantidade considerável de material da aresta de corte, sendo mais comum em
ferramentas com baixa tenacidade (MACHADO et al., 2009).
Estudar e entender o processo pelo qual as ferramentas se desgastam é
fundamental, pois permite ações efetivas para reduzir este fenômeno, prolongando
assim a vida da aresta de corte. Desgastes acelerados e avarias frequentes levam a
33
parada das máquinas para troca, significando custos adicionais e perda de
produtividade. Segundo Barreiro et al. (2008), esta é uma questão importante para
empresas que trabalham com critérios específicos de identificação e substituição de
ferramentas.
2.7 - Elementos causadores de desgastes e avarias em ferramentas.
Segundo Childs et al. (2000), os danos de uma ferramenta de corte são
influenciados pelos seguintes fatores: stress, temperatura da superfície da
ferramenta, processo de usinagem utilizado, condições de corte da ferramenta e do
material de trabalho, velocidade de corte, taxa de alimentação, presença ou não de
fluido de corte e seu tipo, entre outros.
As condições gerais que levam ao desgaste das ferramentas são baseadas
em fenômenos químicos, abrasivos e adesivos. Estes mecanismos são classificados
de acordo com a temperatura de corte, conforme mostrado na Figura 2.18.
Figura 2.18 - Danos em ferramentas de corte (adaptado de CHILDS et al., 2000).
Os danos mecânicos que incluem abrasão, lascamento, quebra e fadiga são
independentes da temperatura. Os danos térmicos, como deformação plástica,
difusão térmica e reação química aumentam drasticamente à medida que a
temperatura aumenta, porém a difusão térmica e a reação química não são causas
diretas dos danos.
34
O desgaste abrasivo é tipicamente causado pelo deslizamento de partículas
duras contra a ferramenta de corte. Estas podem ser provenientes da microestrutura
metalúrgica da peça bem como das regiões externas ao corte.
O desgaste por atrito ocorre numa escala maior do que o desgaste por
abrasão. Antes de serem removidos pelo desgaste, as partículas ou grãos do
material da ferramenta são mecanicamente enfraquecidas pela microfratura, como
resultado da interação do deslizamento no processo de corte.
O lascamento é causado pela carga de choque mecânico devido à flutuação
da força de corte. Quando o lascamento atinge níveis elevados, conduz a aresta à
fratura.
A deformação plástica é observada quando a ferramenta de corte não pode
suportar o esforço de compressão sobre sua ponta, devido aos altos valores de
temperatura presentes.
Segundo Filho e Diniz (2002), no fresamento frontal, a frequência de entrada
das arestas de corte na peça é o fator predominante que influencia o desgaste e a
vida da ferramenta. Além disso, a variação da velocidade de corte também tem
influência na vida da ferramenta, independente da existência de uma variação na
velocidade de avanço ou do avanço por dente.
2.8 - Caracterização do desgaste em ferramentas.
O desgaste da ferramenta é um processo gradual. Existem duas regiões
fundamentais de desgaste em ferramentas de corte que podem ser utilizadas para
medição: a superfície principal de folga e a superfície de saída (ARAKHOV, 2008).
Estas regiões são caracterizadas, em sua grande parte, pelo desgaste na
superfície de folga da ferramenta, dito frontal ou de flanco, e pelo desgaste de
cratera na superfície de saída do cavaco da mesma. Para medição do desgaste, a
aresta principal de corte da ferramenta é dividida em quatro regiões: C, B, A e N
(ISO-3685, 1993), conforme mostrado na Figura 2.19.
35
Figura 2.19 - Regiões para medição de desgaste em ferramentas (adaptado de ISO
3685,1993).
A largura do desgaste de flanco (VBB) é medida perpendicular à aresta
principal de corte. A profundidade do desgaste de cratera (KT) é medida entre a face
original e o ponto de contato mais interno localizado na concavidade do vale.
2.9 - Principais desgastes e avarias em ferramentas.
O desgaste de flanco (ou desgaste frontal) ocorre na superfície de folga da
ferramenta, conforme mostrado na Figura 2.20. No fresamento é notado quando se
utiliza velocidade de corte muito alta e avanço por dente pequeno. Para minimizar
sua ocorrência, sugere-se o emprego de ferramentas com melhor classe de
resistência ao desgaste, redução da velocidade de corte e aumento do avanço por
dente.
Figura 2.20 - Desgaste de flanco (ISCAR, 2012).
36
O desgaste de cratera, mostrado na Figura 2.21, é o desgaste observado na
superfície de saída da ferramenta, causado pelo atrito entre ferramenta e cavaco.
Seu aparecimento pode ser minimizado quando se utilizam ferramentas de metal
duro com cobertura, ferramentas cerâmicas ou quando o material da peça gera
cavacos curtos e frágeis.
Figura 2.21 - Desgaste de cratera (WALTER, 2007).
O desgaste de uma ferramenta também pode ser acompanhado à medida
que o tempo de corte ou o percurso de usinagem cresce. Existem três regiões
distintas que são observadas quando este acompanhamento é realizado de maneira
gráfica (DAVIM, 2008). No gráfico da Figura 2.22 pode-se observar as regiões de
desgaste de uma ferramenta.
Figura 2.22 - Representação gráfica de desgaste em ferramentas (DAVIM, 2008).
37
A região “I” corresponde ao desgaste primário ou inicial, sendo caracterizada
pelo desgaste acentuado da ferramenta em função da desagregação das camadas
de revestimento e acomodação das faces de contato entre ferramenta e peça. A
região “II” corresponde ao estado estacionário do desgaste, sendo caracterizada
pela operação normal da ferramenta durante o trabalho. A região “III” corresponde
ao desgaste acelerado, sendo caracterizada pela concentração dos maiores
esforços de corte, elevadas temperaturas e vibrações.
Segundo Alexandre (2005), o monitoramento da vibração da ferramenta e a
utilização de redes neurais artificiais são utilizados para identificação dos diferentes
estágios de desgaste de uma ferramenta, e para o estabelecimento do fim de vida
da mesma no processo de usinagem.
2.10 - Características do aço ABNT 4140.
Segundo Catálogo Villares (2005), o aço ABNT 4140 é um aço de média
temperabilidade, que atinge valores intermediários de dureza, resistência e
tenacidade após o beneficiamento. É um aço de baixa liga que alia resistência
mecânica e média usinabilidade (índice 0,55).
O aço ABNT 4140 está incluído entre os aços preferenciais para construção
mecânica e se caracteriza por possuir um teor de carbono geralmente situado acima
de 0,38%, acrescido de elementos de liga tais como cromo, molibdênio e níquel.
Na indústria de exploração de petróleo, é utilizado na fabricação de junções
de tubos ou canais dotados de várias aberturas e conexões, denominados blocos
“manifold”. Na indústria siderúrgica, é utilizado na fabricação de rolos para laminação
e peças de lingotamento contínuo. Na indústria automotiva, é usado na fabricação
de eixos, pinos, bielas, cabeçotes, engrenagens, pinhões, virabrequins e na indústria
de geração de energia é usado na fabricação de eixos para turbinas, geradores
hidráulicos e sistemas de acionamento.
38
Segundo Catálogo Gerdau (2003), o aço ABNT 4140 apresenta as seguintes
propriedades:
- Dureza: 240-350 HB (laminado/normalizado); máximo 228 HB (recozido); máximo
190 HB (esferoidizado). Após a têmpera, atinge dureza entre 54-59 HRC.
- Temperatura de normalização: 870º C.
- Temperatura de austenitização: 870º C.
- Resistência a tração: 1020 MPa (após normalizado e recozido).
- Limite de escoamento: 655 MPa (após normalizado e recozido).
Do ponto de vista metalúrgico, a microestrutura do aço ABNT 4140 é
predominantemente formada por perlita e ferrita. Quando esferoidizado possui
microestrutura formada por carbonetos globulares dispersos na matriz ferrítica.
2.11 - Processos de produção de engrenagens.
Segundo Maitra (1994), para a produção de engrenagens vários processos de
fabricação podem ser utilizados: fundição em areia, fundição centrífuga, metalurgia
do pó, forjamento, extrusão, brochamento, entre outros. Para engrenagens de aço
com grandes dimensões, os perfis são obtidos por meio de ferramentas de forma ou
são produzidos por processos de geração de dentes como o Fellows, Renânia,
Gleason, Klingelnberg e o processo Oerlikon.
Para efeito da pesquisa é importante conhecer processos que utilizam
programas específicos e dedicados, aplicados exclusivamente em máquinas
controladas por comando numérico computadorizado (CNC).
Segundo Oberg et al. (2008), a programação através de controle numérico
(NC) é uma lista de instruções e comandos que descrevem completamente, em
sequência, cada operação a ser realizada por uma máquina.
Quando um programa é executado, cada instrução é interpretada pelo
controlador da máquina, que faz uma ação, como iniciar ou parar um eixo, ligar ou
desligar uma bomba de fluido refrigerante, mudar a velocidade de avanço ou
rotação, mover a mesa ou uma ferramenta numa direção específica.
Uma grande vantagem do processo CNC, se comparado aos processos
convencionais antes descritos, é a produtividade e a facilidade para obtenção de
perfis complexos. Nos processos tradicionais, para cada perfil de dente necessita-se
39
de um perfil especial de ferramenta, ou seja, todas as vezes que o perfil é
modificado é necessário trocar ou comprar nova ferramenta.
No processo CNC, na maioria dos casos, uma única ferramenta pode ser
empregada para obter o perfil desejado. Todas as correções da geometria da peça
podem ser executadas com auxílio de softwares CAM, tornando o projeto e a
manufatura mais versáteis. Na figura 2.23 observa-se um centro de usinagem CNC
utilizado no processo de fabricação de uma engrenagem helicoidal.
Figura 2.23 - Fresamento de engrenagem em centro de usinagem CNC (HELLER
GROUP, 2010).
2.12 - Monitoramento e controle de sinais.
Segundo Davis (2002), nos primeiros trabalhos de usinagem o processo de
detecção de falhas em ferramentas era exclusivamente dependente do fator
humano. Não existiam interfaces que fossem capazes de fornecer dados confiáveis
a respeito do estado de utilização de uma máquina ou de um ferramental, tampouco
existiam técnicas de manutenção com esta finalidade.
Em função do desenvolvimento industrial, as demandas de produção
cresceram. Máquinas e ferramentas mais eficientes foram introduzidas gradualmente
nas linhas de produção e, apesar do aumento na eficiência das máquinas, a
capacidade do operador para responder eventos inesperados tornou-se bastante
limitada.
40
Máquinas modernas podem trabalhar com rotações de até 100.000 rpm e
executar avanços rápidos numa velocidade de até 500 milímetros por segundo.
Neste contexto, a necessidade de detecção e monitoramento tornou-se essencial,
pois não existem condições físicas ao homem de monitorar estas grandezas
subjetivamente. Assim, as máquinas passaram a ser dotadas de mecanismos
capazes de prever falhas, evitando o colapso dos sistemas de manufatura.
Observa-se que o grau de sofisticação desta tecnologia tornou-se hoje muito
evidente, com máquinas monitoradas praticamente 90% do seu tempo de uso. Há
uma década, este valor raramente ultrapassaria 60% destes mesmos tempos.
Segundo Su (2010), uma característica desejada para os sistemas atuais é a
capacidade de detectar eletronicamente o momento no qual uma ferramenta está
excessivamente gasta e alertar sobre falhas iminentes da mesma, promovendo o
uso racional dos recursos.
Apesar dos inúmeros esforços realizados, ainda não foi estabelecido um
padrão de monitoramento que pudesse ser aplicado amplamente pelas indústrias.
Isso ocorre devido à complexidade dos fenômenos do processo de usinagem e à
grande diversidade dos métodos de monitoramento existentes (AIZED, 2010).
O monitoramento pode ser definido como o estado que envolve a medição, o
processamento e a análise de sinais. As características dos sinais medidos devem
ser conhecidas, a fim de selecionar métodos adequados para o processamento e
análise dos mesmos (BOTSARIS e TSANAKAS, 2008; MANYAM, 2009; REPO,
2010).
Segundo Elbestawi e Dumitrescu (2006), o monitoramento pode ser dividido
em dois tipos básicos: monitoramento direto e monitoramento indireto. As técnicas
diretas possuem maior precisão na determinação do fracasso do ferramental,
entretanto, ocasionam a parada da produção.
Através das técnicas diretas é possível realizar análise da ferramenta ou da
superfície da peça de trabalho no final de cada ciclo de usinagem. Métodos de
análise básicos incluem a verificação do estado de superfície (perfilômetros,
rugosímetros), inspeção visual, medições ópticas, análise do tamanho e forma do
cavaco, entre outros.
41
A principal desvantagem destes métodos é que qualquer deterioração
significativa que ocorra entre as medições, quando não percebida, causará
posteriormente um dano potencial à máquina e/ou à ferramenta. Nas Figuras 2.24 e
2.25 observam-se alguns exemplos de técnicas de medição direta.
a) b)
Figura 2.24 - a) Verificação do estado de superfície (DIGIMESS, 2012); b) Inspeção
visual.
Figura 2.25 - Medição óptica.
As técnicas indiretas usam variáveis correlacionadas com os sinais do
processo para monitorar as possíveis falhas das ferramentas. Estas técnicas podem
ser aplicadas continuamente durante a usinagem, sendo inclusive utilizadas para
criação de algoritmos de monitoramento on-line.
42
São exemplos de técnicas indiretas a medição das forças de corte, medição
da corrente e potência do motor do eixo árvore, medição da temperatura na região
de corte, sensores de presença, análise de vibração e ruído, ultra-som, emissão
acústica, entre outras. Na Figura 2.26 observa-se um exemplo de técnica de
medição indireta.
Figura 2.26 - Medição da corrente elétrica e potência do motor (adaptado de
MEASURE CURRENT, 2012).
Segundo Botsaris e Tsanakas (2008), existe uma tendência óbvia entre os
pesquisadores no sentido de aplicar métodos indiretos, devido à sua característica
não intrusiva. A utilização de sensores externos de monitoramento nem sempre é
prática, uma vez que acrescenta complexidade para o arranjo geral da usinagem
(REPO, 2010).
Os sensores para monitoramento direto devem ser montados nas imediações
da peça, ficando expostos ao calor e aos cavacos e fluidos refrigerantes, o que pode
afetar sua integridade e comprometer a qualidade das medições. A fim de
funcionarem perfeitamente, os sensores externos também necessitam de
manutenção adicional e frequente calibração.
43
Uma maneira de contornar estes problemas seria a utilização do
monitoramento indireto, para coleta dos sinais disponíveis na máquina sem efetuar
mudanças significativas no layout.
Técnicas de monitoramento indireto também podem utilizar transferência de
dados por meio de fibra óptica em operações de corte interrompido, como no
fresamento. Este método consiste em verificar a capacidade de resposta da aresta
de corte da ferramenta ao estímulo, que vai se alterando à medida que a mesma
sofre desgaste (SU, 2010).
Souto (2007) executou o monitoramento do fresamento por meio de sinais de
emissão acústica e mapas de intensidade luminosa. Os resultados obtidos pelo autor
demonstraram erros de batimento e insertos com diferentes níveis de desgaste.
Segundo Souto (2007), a técnica de monitoramento através de mapas consegue
identificar a energia contida no impacto dos insertos e o momento do lascamento da
aresta de corte da ferramenta. Na Figura 2.27 observa-se a utilização deste tipo de
técnica.
Figura 2.27 - Modelo de um mapa de intensidade luminosa montado a partir do sinal
de emissão acústica (SOUTO, 2007).
44
O desgaste também pode ser mensurado através do processamento de
imagens por computador, conforme mostrado na Figura 2.28. Este método consiste
em digitalizar a imagem obtida durante a operação de corte e compará-la com uma
imagem padrão, buscando-se diferenças entre ambas. Como resultado, o
equipamento óptico utiliza as imagens da ferramenta desgastada para interromper o
processo.
Figura 2.28 - Monitoramento por processamento de imagens (BARREIRO et al.,
2008).
O sucesso do monitoramento também depende da relação correta entre
sensor e filtro. Observados estes requisitos, o sinal deverá ser captado quando a
máquina estiver em vazio (ferramenta nova), para posteriormente ser comparado
com o sinal da ferramenta desgastada. Normalmente as operações menos severas
de usinagem (por exemplo, o acabamento), conseguem produzir melhores
resultados de medição por emissão acústica.
As operações pesadas de usinagem (por exemplo, o desbaste), são
monitoradas de maneira mais eficiente quando utiliza-se técnica indireta via potência
do motor (BRAGA, 1992).
Finalmente, alguns autores defendem que os melhores resultados com
monitoramento são obtidos apenas com a associação de sensores. Segundo Cho,
Binsaied e Asfour (2009), somente através da aquisição de dados utilizando
agrupamento de sensores (força, vibração e emissão acústica) é possível obter
precisão dos resultados no monitoramento das condições da ferramenta nos
processos de usinagem.
45
2.13 - Monitoramento por sinais elétricos do motor.
Segundo Kovac (2008), a maioria dos sistemas de monitoramento usa as
forças de corte como sinal de resposta das condições da ferramenta. No entanto,
devido aos custos necessários para aquisição dos equipamentos de monitoramento,
tais métodos não são capazes de fornecer boa relação custo benefício. Uma
alternativa viável seria a medição das condições da ferramenta baseada nas
medições da corrente e potência do motor.
Dentre as possíveis vantagens, este método é desvinculado dos problemas
associados aos dispositivos de aquisição dos esforços de corte quando utiliza-se um
dinamômetro, e livre das limitações provenientes dos sinais de vibração.
Ainda, Kovac (2008) comenta que o sinal da corrente é muito preciso quando
está relacionado com o desgaste das ferramentas. Apesar das flutuações de
fornecimento durante a coleta de dados, os erros são considerados pequenos
quando comparados à faixa de aplicação. No seu trabalho de pesquisa o autor
concluiu que é possível substituir os sinais oriundos da força de corte por métodos
de monitoramento de sinais de energia.
Segundo Bhattacharyya et al. (2008), através da escolha de técnicas de
processamento de sinal apropriadas, os métodos de regressão linear utilizados para
analisar as medições elétricas são capazes de fornecer valores confiáveis quando
comparados aos modelos baseados nas forças de corte.
Li, Venuvinod e Chen (2000) afirmam que uma das vantagens da utilização de
sensores para medição via corrente elétrica do motor é que o sistema necessita de
baixo investimento. A aquisição de transformadores de corrente e utilização de
hardwares simples conseguem processar dados de maneira satisfatória, inclusive
melhorando a abordagem matemática para montagem de redes neurais.
Forças de corte e sinais de emissão acústica têm sido amplamente utilizados
para monitorar o processo de corte. Porém, a utilização de dinamômetros não é
prática em ambientes industriais. Os acelerômetros usados para captação dos
ruídos da emissão acústica também apresentam resultados diferentes de acordo
com a posição de fixação na máquina. Uma alternativa interessante seria a utilização
dos sinais do motor principal da máquina para medição das forças de corte (KIM,
KNOW e CHU 2005).
46
De acordo com Bhattacharyya et al. (2008), a grande maioria dos sistemas de
monitoramento utiliza a força de corte como o sinal indicador do estado da
ferramenta. No entanto, devido ao custo elevado e problemas de manutenção
operacional, tal método não é o preferido pelas indústrias.
Bhattacharyya et al. (2008) estudou o desgaste da ferramenta com base nas
medições da corrente e tensão elétrica do motor de uma máquina. Através dos
resultados obtidos o mesmo considerou que estes sinais estão livres dos problemas
associados às forças de corte e aos sinais de vibração.
O monitoramento através da medição dos sinais elétricos do motor é um dos
métodos mais econômicos para estimar o estado de degradação de uma ferramenta
(NORMAN, 2003).
O monitoramento através dos sinais elétricos do motor consiste basicamente
na utilização de sensores de efeito Hall. Estes sensores são transformadores de
corrente que variam sua tensão de saída em função de um campo magnético
aplicado, ou seja, a presença de corrente elétrica é capaz de produzir um campo
magnético proporcional à corrente.
Por uma fonte condutora passa a corrente elétrica do circuito e
perpendicularmente tem-se um campo magnético que faz gerar na periferia da fonte
condutora uma diferença de potencial, a qual se conecta um circuito de medição.
Essa diferença de potencial é chamada de tensão Hall.
Apesar da existência do efeito Hall em qualquer material condutor, sua
ocorrência é mais perceptível nos semicondutores. A grande vantagem na utilização
deste tipo de sensor é sua capacidade de medir tanto campos contínuos quanto
campos alternados.
Os sensores são compostos por dois conjuntos de enrolamentos de bobinas.
Possuem uma bobina primária e uma bobina secundária, onde a razão entre o
número de espiras das bobinas fornece o valor da corrente que passa pelo condutor.
Os mesmos são montados em uma ou mais fases de alimentação do motor da
máquina.
47
2.14 - Vantagens obtidas com a utilização de sensores de efeito Hall.
Os sensores ficam totalmente isolados quando utilizados nas proximidades de
outros sistemas de tensão elétrica. Assim, não existe contato elétrico físico entre o
sensor e o cabo de alimentação.
Quando os sinais monitorados são fracos ou quando não se obtém a
resolução desejada, basta executar a passagem do cabo de alimentação um número
maior de vezes no interior do transformador. Por exemplo, para captar um sinal de
0,03 amperes, basta um loop de 10 voltas no cabo que a leitura obtida será igual a
0,3 amperes.
Ao contrário de um resistor Shunt de corrente, que pode apresentar
problemas devido à dissipação de calor, os sensores de efeito Hall não possuem
alteração da temperatura quando estão em funcionamento.
2.15- Análise de variância.
Segundo Anjos (2004), a análise de variância (ANOVA) é um procedimento
utilizado para comparar três ou mais tratamentos. Existem muitas variações da
ANOVA devido aos diferentes tipos de experimentos que pode-se realizar, mas
primeiramente torna-se necessário compreender os conceitos fundamentais.
O termo tratamento pode ser entendido como uma condição imposta ao
objeto que deseja-se medir ou avaliar num experimento. Normalmente utiliza-se
mais de um tratamento por experimento, onde os mesmos são dispostos, segundo a
possibilidade, em ordem quantitativa ou qualitativa. Cada tratamento também pode
ser chamado de fator. Se os tratamentos são escolhidos pelo pesquisador, tem-se
um modelo de efeitos fixos; se os tratamentos são sorteados ao acaso, tem-se um
modelo de efeitos aleatórios.
Os tratamentos são conhecidos como variáveis independentes. Quando se
estuda num experimento apenas um tipo de variável independente, diz-se que o
tratamento possui apenas um fator. Num experimento um fator pode ter várias
categorias. Estas categorias são chamadas de níveis, que são responsáveis por
uma ou mais variáveis de resposta. As variáveis de resposta são conhecidas como
variáveis dependentes.
48
Repetição é o número de vezes que um tratamento aparece no experimento.
Este número irá depender dos recursos disponíveis para realização do experimento
(delineamento) e das possíveis variáveis de resposta. Um delineamento
experimental é planejado de tal forma que a variação ao acaso seja reduzida ao
máximo. São exemplos de delineamento experimental o planejamento aleatorizado
por blocos, os quadrados latinos e os quadrados greco-latinos.
Se o valor de uma variável não pode ser determinado antes da realização de
um experimento, esta variável recebe o nome de variável aleatória, sendo discreta
quando for enumerável e contínua quando pertencer a um determinado intervalo.
Num experimento, cada observação Yij pode ser decomposta conforme o
modelo de análise de variância. Este modelo é dado pela Expressão 2.7:
Se num experimento existe o interesse em testar se ocorrem diferenças entre
as médias dos tratamentos, utilizam-se as hipóteses da Expressão 2.8 e da
Expressão 2.9:
Nota-se que, se a hipótese nula for verdadeira, todos os tratamentos terão
uma média comum µ. A análise de variância baseia-se na decomposição da
variação total da variável de resposta em partes que podem ser atribuídas aos
tratamentos e ao erro experimental. Esta variação pode ser medida por meio das
somas dos quadrados, definidas para cada um dos seus componentes. A fórmula
geral é dada pela Expressão 2.10:
49
A soma dos quadrados dos resíduos é obtida pela diferença matemática
através da Expressão 2.11:
As somas dos quadrados são organizadas na forma de tabelas de análise de
variância chamadas de tabelas ANOVA (Tabela 2.1). Para testar a hipótese H0,
utiliza-se o teste F da estatística de Fisher.
Tabela 2.1 - Tabela de análise da variância.
Causas de variação Graus de liberdade Soma dos quadrados Quadrados médios F(calc.)
Tratamentos I - 1 SSTrat QMTrat QMTrat / QMRes
Resíduo I (J - 1) SSRes QMRes
Total IJ - 1 SSTotal
Se F(calc.) for maior que F(tab.), rejeitamos a hipótese de nulidade H0, ou
seja, existem evidências de diferenças significativas entre pelo menos um par de
médias de tratamentos, ao nível “α” de significância escolhido. Caso contrário,
quando não rejeita-se a hipótese de nulidade H0, não há evidências de diferenças
significativas entre tratamentos, ao nível “α” de significância escolhido.
3 - MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo serão apresentados os materiais e métodos utilizados para
realização desta pesquisa.
3.1- Máquina, corpo de prova, ferramentas e variáveis.
Os procedimentos experimentais foram realizados nas dependências da
Pemill Indústria de Usinagem Ltda., localizada na cidade de Divinópolis (MG). Os
ensaios de fresamento de topo foram executados em corpos de prova de aço ABNT
4140 fundido e recozido, com dureza entre 251-280 HB, mantendo-se constantes
em todos os ensaios a profundidade de corte (ap) de 0,6 (mm) e o avanço por dente
(fz) de 0,3 (mm/dente). A máquina ferramenta utilizada foi um centro de usinagem da
marca Travis modelo M2000, conforme mostrado na Figura 3.1.
Figura 3.1 - Centro de Usinagem Travis M2000.
A máquina possui potência instalada de 15 kW, avanço rápido nos eixos X e
Y de 18 metros/minuto e no eixo Z de 10 metros/minuto. O sistema de fixação do
porta ferramenta no cone Morse BT-40 é pneumático e o magazine de ferramentas
têm capacidade para 20 unidades.
51
Os detalhes da região dos dentes da engrenagem usinada podem ser
observados na Figura 3.2.
Figura 3.2 - Detalhes e dimensões do corpo de prova.
As variáveis independentes adotadas no processo foram a ferramenta de
corte (em dois níveis T1 e T2), a velocidade de corte (em três níveis 80%, 90% e
100% da vc) e o comprimento de corte (em quatro níveis L1, L2, L3 e L4), conforme
mostrado na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 - Variáveis independentes.
Fator de controle Unidade Níveis
Ferramenta - 2
Velocidade de corte (vc) m/min. 3
Comprimento de corte mm 4
52
As ferramentas selecionadas eram de metal duro, classe ISO P, com quebra
cavaco. A ferramenta T1 possui cobertura de Nitreto de Titânio (TiN) e a ferramenta
T2 possui cobertura de Nitreto de Alumínio Titânio (AlTiN). Outras informações das
ferramentas estão mostradas na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 - Seleção das ferramentas T1 e T2.
Ferramenta Fabricante Código de identificação rε (mm) Le (mm) Wi (mm) Th (mm)
T1 MITSUBISHI APMT 1135 PDER H4 F7030 1,6 11 6,35 3,5
T2 KENNAMETAL XDHT 090316 PA 120 1,6 9 6,35 3,18
De acordo com o catálogo dos fabricantes das ferramentas, a ferramenta T1
da Mitsubishi é indicada para trabalhar numa faixa de dureza entre 180-220 HB e a
ferramenta T2 da Kennametal numa dureza de até 330 HB.
Os ensaios foram realizados em quatro níveis de comprimento de corte por
aresta da pastilha (ferramenta), sendo este equivalente ao material retirado entre
dois dentes consecutivos, conforme mostrado na Figura 3.3.
Figura 3.3 - Determinação dos comprimentos de corte.
Para cada experimento foram realizadas três réplicas, num total de 2 x 3 x 4 x
3 = 72 ensaios. A ordem de execução dos ensaios foi aleatorizada, garantindo-se
que as variáveis estudadas e os erros experimentais também apresentassem caráter
aleatório.
53
Para cada comprimento de corte foram executadas medições de dureza em
três posições do dente da engrenagem e, também, medições da corrente e potência
elétrica consumida. Na Tabela 3.3 estão indicadas as variáveis dependentes do
experimento.
Tabela 3.3 - Variáveis dependentes.
Variável de resposta Tipo de variável Unidade
Dureza Quantitativa HB
Corrente Quantitativa Ampere
Potência Quantitativa Watt
Desgaste e/ou avaria Quantitativa µm
Para acompanhamento do desgaste/avaria das ferramentas utilizou-se um
microscópio eletrônico Mitutoyo, modelo TM-500 e o software de tratamento de
imagens Motic Images 2.0 Plus, conforme mostrado na Figura 3.4. Utilizou-se uma
lente objetiva 2x e lente ocular de 30x gerando-se uma ampliação de 60x.
As ferramentas foram fixadas na mesa de medição através de gabarito. A
movimentação das ferramentas na mesa foi executada por meio do anel
micrométrico digital no eixo coordenado X e no eixo Y. O foco do eixo Z foi regulado
através de controle manual de aproximação.
Figura 3.4 - Montagem no microscópio Mitutoyo.
54
Para análise qualitativa dos desgastes/avariais presentes nas ferramentas,
utilizou-se também um microscópio eletrônico de varredura (MEV), modelo TM 3000
Hitachi, com ampliação de 300x e aceleração de voltagem de 15 kV. As ferramentas
foram fixadas no porta amostras, conforme mostrado na Figura 3.5.
Figura 3.5 - Montagem no microscópio eletrônico de varredura.
Antes do processo de usinagem, cada ferramenta foi inspecionada quanto às
suas dimensões de aresta (S) e raio de ponta (rε), utilizando-se um projetor de perfil
Digimess, modelo 400.400, conforme mostrado na Figura 3.6.
Figura 3.6 - Projetor de perfil Digimess.
Utilizou-se para as medições uma lente padrão objetiva com ampliação de
10x obtendo-se um campo de visão de aproximadamente 30 mm de diâmetro a uma
distância de trabalho de aproximadamente 75 mm. Conforme o manual técnico do
equipamento, para a distância de trabalho escolhida o equipamento produz um erro
de 0,08%. Para melhor detalhamento das arestas das ferramentas foi selecionada a
projeção do tipo combinada (diascópica e episcópica), conforme mostrado na Figura
3.7.
55
Figura 3.7 - Medição eixo coordenado X para ferramenta T1.
Através da análise estatística qui-quadrado, com 95% de confiança, aceitou-
se a igualdade dos raios e arestas das ferramentas.
3.2 - Monitoramento dos sinais elétricos do motor.
Os sinais da corrente e potência elétrica consumida, nas fases de
alimentação do motor trifásico da máquina, foram coletados de duas maneiras.
Primeiramente, utilizou-se de um transdutor digital Yokogawa, modelo 2480 D,
conforme mostrado na Figura 3.8 e, posteriormente, apenas para os sinais de
corrente, utilizou-se uma placa de aquisição analógica para digital (AD), National
Instruments, modelo USB-6008. Os sensores foram calibrados conforme manual de
instalação dos mesmos.
Figura 3.8 - Transdutor digital Yokogawa.
56
No momento de instalação do equipamento, observou-se que as duas fases
selecionadas apresentaram pequenas oscilações, em torno de 3%. Para
alimentação do Transdig foram utilizados dois sensores de efeito Hall, marca Lukma,
modelo MSQ-30, com a relação de 60/5, capazes de realizar leituras compreendidas
numa faixa de 0-5 amperes com erro de aproximação de 5%. O modelo de
transformador de corrente e o esquema de montagem utilizado são mostrados na
Figura 3.9.
a) b)
Figura 3.9 - a) Transformador de corrente (LUKMA, 2012); b) Montagem do
transdutor digital Yokogawa.
Os sinais elétricos das saídas analógicas do transdutor digital foram
conectados a uma placa de conversão AD marca ICP CON Self-Tuner modelo 7520
RS-485 RS-232 e esta a um computador por meio da porta USB, utilizando-se o
software Transdig Enhanced versão 1.4.4 para aquisição dos dados. A tela gráfica
do software foi configurada para ler os sinais de corrente e potência elétrica das
fases escolhidas. A montagem está representada na Figura 3.10.
57
Figura 3.10 - Montagem do sistema via Transdig.
Na segunda montagem, utilizaram-se os mesmos transformadores de
corrente cujas saídas analógicas foram conectadas aos canais de entrada da placa
de aquisição AD modelo USB-6008 da National Instruments e, esta, à porta serial do
computador, cujos sinais foram coletados e armazenados por meio de um
instrumento virtual (VI) criado no software LabView 8.5 da National Instruments.
A taxa de amostragem dos sinais monitorados foi de 120 Hz, captados em
intervalos de 5 minutos.
3.3 - Medição da dureza no corpo de prova.
A dureza no corpo de prova foi medida por um durômetro manual Time
Hardness Tester, modelo TH 130, em três pontos localizados a 25 milímetros na
região final do perfil do dente usinado, conforme mostrado na Figura 3.11.
58
a) b)
Figura 3.11 - a) Durômetro manual Time Hardness Tester; b) Pontos de medição da
dureza no perfil do dente usinado.
3.4 - Programação do centro de usinagem CNC.
A trajetória de corte da ferramenta foi determinada por meio de linguagem de
programação ISO, gerada com auxílio de software CAM, da Fagor Automation. O
desenho do perfil envolvente do dente da engrenagem foi executado com o auxílio
de software CAD, da Zwsoft.
Durante o fresamento de cada vazio entre os dentes, a trajetória adotada
conduziu a ferramenta aos mesmos movimentos ativos e passivos de corte,
independente da posição ocupada pelo dente na circunferência da engrenagem.
Este arranjo permitiu a manutenção de um mesmo intervalo de tempo para mesma
velocidade de corte usada.
3.5 - Fluido de corte.
O fresamento foi realizado com presença de fluido de corte solúvel, sendo
óleo semi-sintético da marca Side Chemical, na proporção de 1:20. Apesar do corte
interrompido no fresamento, a presença do fluido de corte se justifica pelo baixo
valor da profundidade de corte (ap) e pelo estado de superfície, pois não se realiza
usinagem posterior para acabamento nas faces dos dentes.
4 - RESULTADOS E DISCUSSÕES
Neste capítulo serão apresentados, sob a forma de tópicos, os resultados
obtidos no fresamento de dentes de engrenagens quando utilizadas duas
ferramentas, três velocidades de corte e quatro comprimentos de usinagem.
Os tópicos serão discutidos seguindo a ordem de realização dos ensaios e
distribuídos da seguinte forma: dureza das superfícies usinadas, desgastes nas
ferramentas, monitoramento da corrente elétrica e, finalmente, análise qualitativa da
superfície da ferramenta.
4.1 - Dureza das superfícies usinadas.
A Tabela 4.1 representa a medida de dureza obtida nos quatro níveis de
comprimento de corte, três níveis de velocidade de corte e dois níveis de
ferramentas, conforme previsto no planejamento dos experimentos. Os valores
correspondem à média dos três pontos medidos conforme descrito no item 3.3 do
capítulo anterior. Também foram monitorados os sinais das variáveis elétricas do
motor da máquina, em particular, a corrente elétrica líquida consumida no momento
da usinagem.
Tabela 4.1 - Durezas em Hardness Brinell (HB) no dente da engrenagem.
Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3
L1 276 257 271 280 264 274 272 264 270
L2 263 280 263 277 262 276 269 275 269
L3 274 252 275 275 269 268 261 264 272
L4 268 253 278 280 276 263 272 278 266
L1 280 265 260 274 276 273 253 275 270
L2 258 276 270 274 276 278 274 265 270
L3 272 279 271 267 269 255 264 269 267
L4 259 275 270 268 262 271 273 263 251
Dureza80% vc 90% vc 100% vc
T1
T2
60
A faixa de dureza obtida nos ensaios é considerada aceitável e compatível
com catálogo dos fabricantes das ferramentas, conforme descrito no item 3.1 do
capítulo anterior.
Os valores da dureza mostrados na Tabela 4.1 apresentam uma distribuição
normal, conforme verificado com o auxílio do software Minitab.
Para verificação da uniformidade de distribuição da dureza foi utilizado um
planejamento fatorial aleatorizado por níveis, modelo de efeito fixo, cujos resultados
encontram-se expressos na Tabela 4.2.
Tabela 4.2 - Análise de variância para dureza.
Dureza - GL Média F(calc.) F(tab.)
Total 3798,611 71 - - -
vc 149,528 2 74,764 1,203 3,191
Ferramenta 16,056 1 16,056 0,258 4,043
Compr. de corte 101,389 3 33,796 0,544 2,798
vc x ferramenta 88,528 2 44,264 0,712 3,191
vc x compr. corte 171,694 6 28,616 0,461 2,295
Ferramenta x compr. 85,389 3 28,463 0,458 2,798
vc x ferram. x compr. 203,361 6 33,894 0,545 2,295
Erro 2982,667 48 62,139 - - -
Decisão
-
Não tem influência
Não tem influência
Não tem influência
Não tem influência
Não tem influência
Não tem influência
Não tem influência
Para um nível de confiança de 95% pode-se afirmar que os valores
observados de dureza são iguais, ou seja, a dureza nos dentes da engrenagem em
aço ABNT 4140 não apresentou diferença significativa após a usinagem nas
condições dos ensaios realizados.
4.2 - Desgastes das ferramentas.
A Tabela 4.3 representa os valores dos desgastes medidos na superfície
secundária de folga (A’α) das ferramentas. Não foram observados desgastes na
superfície principal de folga (Aα) devido ao fato da profundidade de corte (ap) ser
menor que o raio de ponta da ferramenta (rε). Os valores do desgaste mostrados na
Tabela 4.3 apresentam uma distribuição normal, conforme verificado com o auxílio
do software Minitab.
61
Tabela 4.3 - Desgaste (µm) medido na superfície secundária de folga.
Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3
L1 0,120 0,111 0,125 0,093 0,090 0,098 0,071 0,078 0,086
L2 0,135 0,140 0,139 0,099 0,104 0,104 0,079 0,093 0,091
L3 0,183 0,147 0,164 0,104 0,111 0,167 0,099 0,098 0,091
L4 0,209 0,247 0,292 0,139 0,181 0,181 0,105 0,113 0,125
L1 0,073 0,077 0,071 0,084 0,076 0,078 0,070 0,076 0,077
L2 0,091 0,083 0,081 0,099 0,079 0,091 0,078 0,077 0,091
L3 0,119 0,139 0,098 0,112 0,196 0,128 0,093 0,098 0,097
L4 0,273 0,218 0,386 0,182 0,207 0,233 0,098 0,118 0,119
80% vc 90% vc 100% vcDesgaste
T1
T2
A Tabela 4.4 representa a análise de variância executada para verificação da
influência das variáveis independentes.
Tabela 4.4 - Análise de variância para desgaste na superfície secundária de folga.
Desgaste GL Média F(calc.) F(tab.)
Total 0,250 71 - - -
vc 0,047 2 0,024 38,004 3,191
Ferramenta 0,001 1 0,001 1,370 4,043
Compr. de corte 0,118 3 0,039 63,404 2,798
vc x ferramenta 0,003 2 0,002 2,712 3,191
vc x compr. corte 0,039 6 0,006 10,411 2,295
Ferramenta x compr. 0,007 3 0,002 3,968 2,798
vc x ferram. x compr. 0,005 6 0,001 1,385 2,295
Erro 0,030 48 0,001 - -
Tem influência
Tem influência
Não tem influência
-
Decisão
-
Tem influência
Não tem influência
Tem influência
Não tem influência
Da análise da Tabela 4.4 observa-se que a variável velocidade de corte e
comprimento de corte, assim como a interação entre ambas, possui influência no
desgaste das ferramentas.
Também, apesar do tipo de ferramenta utilizada não apresentar diferenças
significativas quanto ao desgaste observado nas condições dos ensaios, as mesmas
se interagem com o comprimento de corte, mostrando sofrerem influência dos
mesmos.
62
Da análise de contraste para as velocidades de corte observou-se que todas
interferiram no desgaste das ferramentas, com destaque para as maiores
velocidades, as quais produziram menores níveis de desgastes nas ferramentas.
No caso dos comprimentos de corte utilizados, pode-se dizer que os mesmos
interferem diretamente no desgaste das ferramentas. Porém, no caso dos dois
comprimentos de corte iniciais (L1) e (L2), o desgaste nas ferramentas não
apresentou diferenças significativas.
Da análise da interação entre as velocidades de corte e os comprimentos de
corte, pode-se dizer que houve influência significativa, com produção dos maiores
desgastes, quando usinou-se nas menores velocidades de corte e nos maiores
comprimentos de corte.
Sendo assim, no caso do fresamento dos comprimentos de corte iniciais (L1)
e (L2), recomenda-se trabalhar com maiores velocidades de corte, haja vista que,
sendo o avanço por dente constante, é possível produzir peças em menor tempo de
usinagem.
O mesmo fenômeno ocorreu no caso da interação entre as ferramentas e os
comprimentos de corte, sugerindo-se selecionar ferramentas de menor custo no
caso de usinar-se os comprimentos de corte iniciais (L1) e (L2).
A Figura 4.1 representa o gráfico dos valores médios dos desgastes das
ferramentas em função do comprimento de corte e da velocidade de corte.
0,000
0,050
0,100
0,150
0,200
0,250
0,300
L1 L2 L3 L4 L1 L2 L3 L4
T1 T2
De
sga
ste
su
pe
rfíc
ie s
ecu
nd
ári
a (
μm
)
80% vc
90% vc
100% vc
Figura 4.1 - Valor médio do desgaste nas ferramentas.
63
Na Figura 4.2 observa-se a superfície secundária de folga para uma das
ferramentas T1 e na Figura 4.3 para uma das ferramentas T2, quando utilizados
respectivamente os valores de 80, 90 e 100% da velocidade de corte e ampliação de
60x, ambas para dois comprimentos de corte usinados (L2) e, também, para quatro
comprimentos de corte usinados (L4).
Compr. / vc 80% vc 90% vc 100% vc
L2
L4
Figura 4.2 - Superfície secundária de folga ferramenta T1.
Compr. / vc 80% vc 90% vc 100% vc
L2
L4
Figura 4.3 - Superfície secundária de folga ferramenta T2.
64
4.3 - Monitoramento da corrente elétrica do motor da máquina.
A Tabela 4.5 representa os valores médios das medições para corrente
elétrica monitorada durante os ensaios realizados. Os valores da corrente elétrica
mostrados na Tabela 4.5 apresentam uma distribuição normal, conforme verificado
com o auxílio do software Minitab.
Tabela 4.5 - Valores da corrente elétrica (Ampere).
Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3
L1 2,244 2,583 2,759 2,378 2,088 2,390 2,131 2,087 2,230
L2 2,393 2,468 1,997 2,282 2,146 2,312 1,937 2,277 1,921
L3 2,737 2,540 2,751 2,663 2,551 2,508 2,401 2,311 2,157
L4 2,449 2,690 2,375 2,485 2,183 2,372 2,081 2,430 2,626
L1 1,609 1,894 1,675 2,160 2,329 2,142 2,009 2,236 1,802
L2 1,926 2,288 1,902 2,173 2,082 2,411 2,021 1,824 2,138
L3 2,169 2,488 2,111 2,196 1,842 2,299 2,612 2,150 2,682
L4 2,306 2,648 2,682 2,510 2,659 2,587 2,385 2,052 2,279
T1
T2
Corrente80% vc 90% vc 100% vc
Ainda, com relação aos valores da média de corrente elétrica mostrada na
Tabela 4.5, estes foram obtidos da diferença de corrente quando a máquina estava
sem ação de corte, ou seja, em vazio, e a máquina em processo de usinagem.
Portanto, o valor da corrente representa apenas a parcela referente ao processo de
corte.
Os sinais de potência elétrica durante a operação de usinagem foram
monitorados conforme descrito no capítulo anterior, apresentando comportamento
similar aos da corrente elétrica.
Para análise da interação dos níveis das variáveis de influência do processo
quanto à corrente elétrica consumida pelo motor da máquina, utilizou-se um
planejamento fatorial aleatorizado por níveis, modelo de efeito fixo, cujos resultados
encontram-se expressos na Tabela 4.6.
Observou-se que todos os níveis das variáveis independentes interferem na
corrente consumida durante os ensaios, exceto na interação velocidade de corte e
comprimento de corte.
65
Tabela 4.6 - Análise de variância da corrente elétrica.
Corrente GL Média F(calc.) F(tab.)
Total 5,246 71 - - -
vc 0,239 2 0,120 3,512 3,191
Ferramenta 0,445 1 0,445 13,047 4,043
Compr. de corte 1,326 3 0,442 12,958 2,798
vc x ferramenta 0,368 2 0,184 5,393 3,191
vc x compr. corte 0,188 6 0,031 0,918 2,295
Ferramenta x compr. 0,367 3 0,122 3,585 2,798
vc x ferram. x compr. 0,677 6 0,113 3,307 2,295
Erro 1,637 48 0,034 - -
Tem influência
Tem influência
-
Decisão
Tem influência
Tem influência
Não tem influência
Tem influência
Tem influência
-
Da análise de contraste das velocidades de corte, observou-se que menores
velocidades de corte se mostraram mais sensíveis ao aumento da corrente elétrica
quando comparadas às maiores velocidades de corte, compatível com o que foi
analisado no caso da variável desgaste, em que os maiores desgastes das
ferramentas foram encontrados nos menores valores da velocidade de corte.
Apesar de se aceitar a igualdade das ferramentas no caso da variável
desgaste, notou-se haver interação das mesmas com o comprimento de corte. Como
houve inversão do comportamento das mesmas a partir do comprimento de corte
(L2), e mostrando-se diferentes no caso da variável corrente, pode-se dizer que nem
toda a potência consumida no corte é consequência do desgaste da ferramenta,
mas também de outras variáveis como energia térmica, materiais constituintes da
ferramenta, entre outros.
Conforme observado no caso do desgaste das ferramentas, também houve
um acréscimo substancial no nível da corrente após a usinagem do segundo
comprimento de corte, mantendo-se constante. Assim, recomenda-se como ação
preventiva a inspeção das ferramentas quando estas estiverem realizando maiores
comprimentos de corte, haja vista que nesta situação a corrente elétrica sofreu maior
interferência das variáveis independentes do processo.
A Figura 4.4 representa o gráfico dos valores médios da corrente elétrica
monitorada em função do comprimento de corte e da velocidade de corte.
66
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
2,20
2,40
2,60
2,80
3,00
L1 L2 L3 L4 L1 L2 L3 L4
T1 T2
Co
rre
nte
elé
tric
a (
A)
80% vc
90% vc
100% vc
Figura 4.4 - Valor médio da corrente para ferramentas utilizadas.
Para ferramenta T1, os maiores desgastes médios foram observados nos
menores valores de velocidade de corte, similar ao ocorrido no comportamento da
corrente monitorada.
Para ferramenta T2 pode-se observar um grande delta de valores da corrente
elétrica entre o comprimento de corte (L1) e o comprimento de corte (L4), o que
ocorreu de maneira mais sutil para ferramenta T1. Esta diferença é relacionada ao
comportamento irregular da ferramenta T2 durante a usinagem, principalmente em
função do tipo de revestimento, que não apresentou melhor rendimento operacional
à medida que os comprimentos de corte aumentaram.
A ferramenta T2 apresentou maiores valores de corrente elétrica com
tendência de crescimento em velocidades de corte maiores, e isto pode estar
associado ao tipo de avaria observada.
Conforme mostrado na revisão bibliográfica, o aumento da velocidade de
corte poderia diminuir a ocorrência de avarias, porém isto ocorre quando o avanço
da ferramenta é alterado no início do corte. Como o avanço por dente foi mantido
constante, o aumento da velocidade de corte agiu de forma contrária, promovendo a
ocorrência de avarias de lascamento.
Sabe-se que o processo de fresamento é cíclico, onde os valores da corrente
elétrica tendem a grande alternância à medida que a largura de corte se modifica.
Assim, o comportamento da corrente pode ter sido influenciado pela característica
67
do processo, apesar de depender também, em certos casos, do estado de
degradação das ferramentas.
Existem dois possíveis efeitos sobre o aumento da corrente elétrica: a
diminuição da resistência do material em função do aumento de calor (que facilitaria
o corte resultando em menor potência consumida) e o aumento da área de contato
entre as superfícies desgastadas (o que aumentaria o coeficiente de atrito e a
potência requerida para realização do corte de maneira efetiva). Neste caso parece
ter ocorrido influência do aumento da área de contato entre ferramenta e peça,
conforme pode ser identificado na análise posterior de avarias realizada no MEV.
Apesar das diferenças e limitações entre os métodos de aquisição de dados
adotados, acredita-se que os valores monitorados são suficientes para representar o
comportamento das ferramentas durante a usinagem, visto que não existiam
parâmetros anteriores de comparação para o processo estudado neste trabalho.
Sabendo-se que maiores velocidades de corte possuem menor influência nos
desgastes/avarias observados no processo estudado, e com consequente
diminuição dos valores da corrente / potência elétrica consumidas, após a realização
desta pesquisa optou-se por trabalhar com velocidades de corte superiores a 100%
vc conforme aplicadas neste trabalho. Como resultado preliminar, obteve-se um
ganho de realização de maiores comprimentos de corte. A utilização de velocidades
de corte acima daquelas utilizadas neste trabalho permitiu elevar-se a vida da
ferramenta para comprimentos de corte localizados entre (L5) e (L6) comprimentos,
gerando-se assim um aproveitamento 50% melhor das ferramentas de corte.
4.4- Análise qualitativa da superfície da ferramenta.
A microscopia convencional utilizada para medição dos desgastes permitiu a
determinação quantitativa e avaliação estatística do estado de degradação das
ferramentas, porém resolveu-se avaliar quais seriam os prováveis danos mecânicos
ocorridos durante o processo de fresamento.
Como ferramenta auxiliar, optou-se pela execução de análise por meio do
microscópio eletrônico de varredura (MEV), onde foi possível executar ampliações
mais elaboradas e que permitissem melhores observações da aresta secundária de
corte das ferramentas.
68
Os resultados qualitativos da análise das ferramentas mostraram haver
coerência com as discussões anteriores, ou seja, na Figura 4.5 e 4.6 para a
ferramenta T1 e na Figura 4.7 e 4.8 para a ferramenta T2, numa ampliação de 300
vezes, quando utilizados os valores de 80, 90 e 100% da velocidade de corte e
comprimento de corte (L2) e comprimento de corte (L4), observou-se que a
ferramenta T2 apresentou maior grau de degradação em comprimentos de corte
maiores.
Figura 4.5 - Aresta secundária de corte da ferramenta T1 para comprimento de corte
L2; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.
Figura 4.6 - Aresta secundária de corte da ferramenta T1 para comprimento de corte
L4; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.
a) b) c)
a) b)
c)
a)
b) c)
69
Figura 4.7 - Aresta secundária de corte da ferramenta T2 para comprimento de corte
L2; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.
Figura 4.8 - Aresta secundária de corte da ferramenta T2 para comprimento de corte
L4; a) 80% vc; b) 90% vc; c) 100% vc.
Conforme observado nas Figuras 4.5 e 4.6, a ferramenta T1 apresentou maior
desprendimento da cobertura em menores velocidades de corte. Este fenômeno
também foi notado na ferramenta T2, em menores velocidades de corte, conforme
mostrado nas Figuras 4.7 e 4.8, porém com gradiente de crescimento maior quando
comparado à ferramenta T1.
Assim, conclui-se de maneira qualitativa que o estado de degradação da
ferramenta T2 foi maior do que da ferramenta T1, implicando na definição desta
condição de ensaio para o fim de vida da ferramenta, ou seja, após a usinagem de
quatro comprimentos de corte (L4).
a) b) c)
a)
b) c)
5 - CONCLUSÕES
Da análise da eficiência das duas ferramentas utilizadas no fresamento frontal de
engrenagens cônicas de grandes dimensões fundidas em aço ABNT 4140, quando
utilizados três níveis da velocidade de corte e quatro níveis de comprimento de corte,
conclui-se que:
- Existe uma relação de dependência entre velocidade de corte e comprimento de
corte quanto ao desgaste apresentado nas ferramentas estudadas.
- O maior desgaste observado na superfície secundária de folga da ferramenta
ocorreu quando utilizou-se o menor nível de velocidade de corte.
- O tipo de ferramenta estudado não foi afetado em seu desgaste frontal pelas
velocidades e comprimentos de corte avaliados.
- A corrente elétrica e a potência consumida pelo motor da máquina apresentaram
comportamento de crescimento de forma similar ao desgaste observado nas
condições dos ensaios.
- Maiores níveis de corrente elétrica e desgastes foram observados quando ocorreu
o aumento dos comprimentos de usinagem no processo.
- Apesar de ter-se aceitado a igualdade das ferramentas quanto ao desgaste,
qualitativamente a ferramenta T2 apresentou maior degradação da superfície
secundária de folga (A’α) quando comparada à ferramenta T1.
- Quando executada a correlação entre desgaste da ferramenta e corrente elétrica,
observou-se que em 83% dos casos ocorreu o aumento da corrente elétrica de
maneira coincidente com o aumento do desgaste mensurado.
71
- Da análise qualitativa no microscópio de varredura eletrônica (MEV), notou-se
desgaste de flanco para metade da vida da ferramenta observado em (L2), e
lascamento seguido de abrasão para fim de vida da ferramenta observado em (L4).
- O lascamento foi mais evidente para maiores comprimentos de corte,
principalmente quando utilizada a ferramenta T2.
6 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
- Utilizar outras técnicas indiretas de monitoramento (por exemplo, emissão acústica)
para comparar os resultados obtidos neste trabalho. Apesar de se conhecer as
dificuldades e limitações da emissão acústica, acredita-se que a técnica possa trazer
resultados significativos, inclusive com maior porcentagem de acerto.
- Executar o fresamento utilizando ferramentas com outros tipos de cobertura para
comparação dos resultados. Avaliar economicamente o emprego de coberturas
diferentes, principalmente com relação à possíveis ganhos na vida da ferramenta.
- Executar o processo de fresamento utilizando técnicas de quantidade mínima de
lubrificante (MQL) e fresamento sem utilização de fluido de corte. Identificar os
processos de desgaste/avaria ocorridos e compará-los com aqueles observados
neste trabalho.
- Executar o processo de fresamento utilizando volume constante de remoção de
cavaco, com avanço por dente (fz) variável. Comparar os resultados obtidos de
corrente, potência elétrica e desgastes com os resultados deste trabalho. Avaliar
como o avanço por dente variável poderá interferir no estado de superfície da peça.
- Estudar a viabilidade de projeto para criação de um dispositivo de baixo custo
composto por transformadores de corrente a ser utilizado no monitoramento
contínuo do processo. O dispositivo seria instalado em local de fácil acesso ao
operador da máquina e serviria como indicador do momento ideal para troca da
ferramenta.
7 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ABUKHSHIM, Nuri. MATIVENGA, Paul. SHEIKH, Mohammad. Investigation of Heat
partition in High Speed Turning of High Strength Alloy Steel. International Journal
of Machine Tools and Manufacture. United Kington, 2005.
AIZED, Taussef. Future Manufacturing Systems. Croatia and China: Intech Open
Science, 2010.
ANJOS, Adilson. Análise de Variância. Apostila do Curso de Estatística UFPR.
Paraná, 2012.
ALEXANDRE, Rogério Pinto. Redes Neurais - Aplicação no Monitoramento da
Vida de Ferramentas de Corte. Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica.
São Paulo, 2005.
ARAKHOV, Vladislav. Protective Coatings on Metals. South Asia Books. 2008.
BARREIRO, Joaquin. CASTEJON, Manuel. ALEGRE, Enrique. HERNANDEZ, Luz
Karime. Use of Descriptors Based on Moments From Digital Images for Tool Wear
Monitoring. International Journal of Machine Tools and Manufacture. 2008.
BHATTACHARYYA, Prabir. SENGUPTA, Debasis. MUKHOPADHYAY, Siddhartha.
CHATTOPADHYAY, Adhir Baran. On-Line Tool Condition Monitoring in Face Milling
Using Current and Power Signals. International Journal of Production Research.
India, 2008.
BOTSARIS, Pantelis. TSANAKAS, Jhon. State of the Art in Methods Applied to Tool
Condition Monitoring (TCM) in Unmanned Machining Operations: a Review.
Proceedings of the International Conference of COMADEM. Prague, 2008.
74
BRAGA, Durval Uchôas. Monitoramento do Processo de Torneamento Via
Parâmetros Elétricos do Motor da Máquina. Dissertação de Mestrado em
Engenharia Mecânica. Campinas, 1992.
CATÁLOGO GERDAU. Manual de Aços - Aços Finos Piratini. 2003.
CATÁLOGO VILLARES. Catálogo de Aços Para Beneficiamento Villares. 2005.
CHILDS, Thomas. MAEKAWA, Katsuhiro. OBIKAWA, Toshiyuki. YAMANE, Yasuo.
Metal Machining: Theory and Applications. New York: John Wiley & Sons Inc.,
2000.
CHO, Sohyung. BINSAIED, Sultan. ASFOUR, Shihab. Design of Multisensor Fusion
Based Tool Condition Monitoring System in End Milling. International Journal of
Advanced Manufacturing Technology. London, 2009.
DAVIM, João Paulo. Machining: Fundamentals and Recents Advances. 2th ed.
London: British Library Cataloguing in Publication Data, 2008.
DAVIS, Joseph. Metals American Society. ASM Handbook Volume 16:
Machining. 9th ed. ASM International, 2002.
DIGIMESS. Catálogo de Instrumentos de Precisão. 2012.
DINIZ, Anselmo Eduardo. MARCONDES, Francisco Carlos. COPPINI, Nivaldo
Lemos. Tecnologia da Usinagem dos Materiais. 6. ed. São Paulo: Artliber Editora,
2008.
ELBESTAWI, Mo. DUMITRESCU, Mihaela. Tool Condition Monitoring in
Machining - Neural Networks. Information Technology for Balanced Manufacturing
Systems. Canada, 2006.
75
FILHO, José Caldeirani. DINIZ, Anselmo Eduardo. Influence of Cutting on Tool Life,
Tool Wear and Surface Finish in the Face Milling Process. Journal of the Brazilian
Society of Mechanical Sciences and Engineering . 2002.
GROOVER, Mikell. Fundamentals of Modern Manufacturing: Materials,
Processes and Systems. 4th ed. USA: John Wiley and Sons, 2010.
HELLER GROUP. Fabricante de Máquinas Ferramentas. 2010. Disponível em:
<http://www.heller.biz/historie1+M5c50842c46a.html >. Acesso em: 04 set. 2011.
ISO 3685. Tool-life Testing With Single Point Turning Tools. 1993.
ISCAR. Milling Tools Metric Version Catalogue. 2012.
KENNAMETAL. Catálogo Técnico de Fresamento. 2010.
KENNAMETAL. Innovations Master Catalogue Cutting Tools. 2012.
KIM, Gi. KNOW, Won. CHU, Chong. Indirect Cutting Force Measurement and
Cutting Force Regulation Using Spindle Motor Current. Korea, 2005.
KOVAC, Pavel. In Process Monitoring System for Milling Machine. Faculty of
Technical Sciences Department of Manufacturing Engineering. Serbia, 2008.
LI, Xiaoli. VENUVINOD, Patri. CHEN, Keith. Feed Cutting Force Estimation from the
Current Measurement With Hybrid Learning. International Journal of Advanced
Manufacturing Technology. Hong Kong, 2000.
LUKMA. Fabricante de Materiais Elétricos Industriais. 2011. Disponível em:
<http://www.lukma.com/Asp/produto.asp?procod=183>. Acesso em: 22 mar. 2012.
76
MACHADO, Álisson Rocha. COELHO, Reginaldo Teixeira. ABRÃO, Alexandre
Mendes. SILVA, Márcio Bacci. Teoria da Usinagem dos Materiais. 1. ed. São
Paulo: Editora Blucher, 2009.
MAITRA, Gitin. Handbook of Gear Design. 2th ed. New Delhi: Tata McGraw-Hill
Publishing, 1994.
MANYAM, Kommisetti. Tool Condition Monitoring for Ball Nose Milling - a Model
Based Approach. Doctoral Thesis in Mechanical Engineering. Singapore, 2009.
MEASURE CURRENT. Seller of Industrial Instrumentation. 2012. Disponível em:
< http://measure-current.com/ >. Acesso em: 15 fev. 2012.
METÁLICA. Portal da Construção Mecânica. 2012. Disponível em:
<http://www.metalica.com.br/caracteristicas-das-operacoes-de-fresamento>. Acesso
em: 08 ago. 2012.
MITSUBISHI. Catálogo Geral Ferramentas de Torneamento Ferramentas
Rotativas e Soluções de Fixação. 2012.
NBR-6162. Movimentos e Relações Geométricas na Usinagem dos Metais.
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas, 1989.
NORMAN, Peter. Monitoring and Control of Highspeed Milling. Dissertation
in Mechanical Engineering Lulea University. Suécia, 2003.
OBERG, Erick. JONES, Franklin. HORTON, Holbrook. RYFFEL, Henry. Machinery’s
Handbook. 28th ed. New York: Industrial Press, 2008.
REPO, Jari. Condition Monitoring of Machine Tools and Machining Processes
using Internal Sensor Signals. Doctoral Thesis in Mechanical Engineering.
Sweden, 2010.
77
RODRIGUES, Alessandro. COELHO, Reginaldo. Influence of the Tool Edge
Geometry on Specific Cutting Energy at High-Speed Cutting. Journal of the
Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering. 2007.
SANDVIK. Manual Técnico de Usinagem: Torneamento, Fresamento, Furação,
Mandrilamento e Sistemas de Fixação. 2005.
SANDVIK. Technical Guide: Turning, Milling, Drilling, Boring, Tool Holding.
2011.
SOUTO, Ulisses Borges. Monitoramento do Desgaste de Ferramenta no
Processo de Fresamento Via Emissão Acústica. Tese de Doutorado em
Engenharia Mecânica. Uberlândia, 2007.
STOETERAU, Rodrigo Lima. Processos de Usinagem: Fabricação por Remoção
de Material. Apostila do Curso de Engenharia Mecânica UFSC. Santa Catarina,
2004.
SU, Wei. Non Intrusive Monitoring of Milling Process. Doctoral Thesis in
Mechanical Engineering Uppsala University. Sweden, 2010.
TRENT, Edward. WRIGHT, Paul. Metal Cutting. 4th ed. Massachusetts: Butterworth
Heinemann Publications, 2000.
WALTER. Apostila de Treinamento Técnico Nível 1 - Manutenção e Manuseio
de Ferramentas de Corte. 2007
WALTER. General Catalogue Turning, Drilling, Threading, Milling, Adaptors.
2012.
YOUSSEF, Helmi. EL-HOFY, Hassan. Machining Technology: Machine Tools and
Operations. New York: CRC Press Taylor and Francis Group, 2008.
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