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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
CAMPUS DE CURITIBA
DEPARTAMENTO DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
E DE MATERIAIS - PPGEM
ALLAN COUTINHO PEREIRA
ANÁLISE DE CAPABILIDADE PARA AVALIAR A
INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DE BROCAS
HELICOIDAIS EM FURAÇÃO PROFUNDA DE UMA
LIGA DE ALUMÍNIO – UM ESTUDO DE CASO
CURITIBA
FEVEREIRO – 2010
UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
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ALLAN COUTINHO PEREIRA
ANÁLISE DE CAPABILIDADE PARA AVALIAR A
INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DE BROCAS
HELICOIDAIS EM FURAÇÃO PROFUNDA DE UMA
LIGA DE ALUMÍNIO – UM ESTUDO DE CASO
Dissertação apresentada como requisito parcial
à obtenção do título de Mestre em Engenharia,
do Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Mecânica e de Materiais, Área de
Concentração em Engenharia de Manufatura,
do Departamento de Pesquisa e Pós-
Graduação, do Campus de Curitiba, da
UTFPR.
Orientador: Prof. Paulo André de Camargo
Beltrão, Ph.D.
CURITIBA
FEVEREIRO – 2010
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TERMO DE APROVAÇÃO
ALLAN COUTINHO PEREIRA
ANÁLISE DE CAPABILIDADE PARA AVALIAR A
INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DE BROCAS
HELICOIDAIS EM FURAÇÃO PROFUNDA DE UMA
LIGA DE ALUMÍNIO – UM ESTUDO DE CASO
Esta Dissertação foi julgada para a obtenção do título de mestre em engenharia,
área de concentração em engenharia de manufatura, e aprovada em sua forma final
pelo Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais.
_________________________________
Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr Eng.
Coordenador de Curso
Banca Examinadora
_____________________________
Prof. Gilberto Del Pino, Dr. Eng.
(UEA).
_____________________________
Prof. Carlos Cziulik, Ph.D.
(UTFPR)
______________________________
Prof. Paulo André C. Beltrão, Ph.D.
(UTFPR)
Curitiba, 25 de fevereiro de 2010
À minha esposa e filha, aos
meus pais e irmãos pelo
amor e incentivo.
AGRADECIMENTOS
A Deus pela saúde e permissão de realização deste sonho.
Ao Prof. Paulo André de Camargo Beltrão, pela oportunidade, pelo exemplo de
profissionalismo, pela orientação e incentivo durante toda a pesquisa.
Aos professores Carlos Cziulik, Vicente Lucena Júnior, Gutembergue da Silva
Arruda e José Pinheiro de Q. Neto.
A Daniel Armond, Wilson Moita, Paulo Henrique Dias dos Santos, Dona Marta,
Dr. Rivanildo Pereira Guedes (em memória), Pr. Rivanildo Segundo, Waleska
Ribeiro, Oldair Silva de Arruda, Pedro Rodrigues de Sá Júnior, Vinicius Carvalho
Pinto, Hudson Marques Pedrosa, Pedro Jorge Carlos da Silva, Carlos Ked Batista da
Silva, Adamor dos Santos Bastos, Carlos Roberto Farias Vieira, Mauro Takuto
Kawano, Samuel Silva Araújo, Josanias de Souza Pires, Bernardh Rocha Bermeu,
Edson Dany Batista Pisa, Emerson Milane Gomes Vasconcelos, Walace Ferreira
Cardoso, Genison Alberto Gomes Pingarilho, Olavo Fernandes de Oliveira Júnior,
Genilson Melo de Moraes, Josimar de Assis Lins, Josiel Caldeira de Souza, Marcio
Adriano B. Frazão, Chafic Ahmad Baydoun Filho, Breno Agra Ferreira, Nilton Pereira
da Silva, Ailson Neves Cavalcante, Alexsandro Yuri Maria Venzo, Ricardo Augusto
de Oliveira Medeiros, Arlenilson Miranda Lima, Aldemir Viana da Costa Filho,Cleber
Santos das Neves, Fabrício José Cavalcante, Josehilton Pereira de Albuquerque,
Carlos Andrade Sales Soares, Carlos Alberto Cavalcante de Melo, Petrônio Barroso
de Albuquerque, Carpenilson Nunes de Oliveira, Epaminondas da Costa Esquerdo,
Odinei Souza Rocha e Jorgemar Tavares de Lima.
Este trabalho foi desenvolvido no programa de Mestrado Interinstitucional –
MINTER entre a UTFPR e o IFAM, que recebeu financiamento da Coordenação de
Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior – CAPES – através do projeto ACAM
1379/2006 e da Superintendência da Zona Franca de Manaus – SUFRAMA –
através do convênio 084/2005.
O autor deste trabalho foi bolsista do PROGRAMA RH-INTERINSTITUCIONAL
da Fundação de Amparo a Pesquisa do Estado ao Amazonas - FAPEAM – no ano
de 2009.
Nossos sinceros agradecimentos pelo apoio recebido.
Melhor é acender uma vela do
que amaldiçoar a escuridão.
Provérbio chinês
RESUMO
A furação é um dos processos mais importantes de toda manufatura. Apesar
de toda essa importância, estudos antigos e contemporâneos destacam falta de
conhecimento deste processo, principalmente para aplicação da indústria na
usinagem de determinados materiais. Dentre estes materiais que requerem mais
estudos, destacam-se as ligas de alumínio que hoje em dia são largamente
utilizadas na engenharia, principalmente automotiva, devido as suas características
físicas e químicas. Neste trabalho, pretende-se estudar a influência da geometria de
brocas helicoidais em furação profunda de uma liga de AlSiCu utilizada em uma
linha de produção seriada. Brocas helicoidais são as ferramentas mais versáteis e
difundidas na usinagem. Normalmente, são utilizadas para usinagem de furos curtos
devido a problemas de rigidez, refrigeração e escoamento dos cavacos. Em
particular, a ferramenta utilizada neste trabalho foi uma broca helicoidal inteiriça de
metal duro sem canal de refrigeração interna e sem revestimento. O principal
problema enfrentado no processo estudado é a centragem, isto é, a repetibilidade da
localização do centro do furo. Além disso, este processo é bastante singular, pois há
uma interrupção provocada por um canal que não é perfeitamente perpendicular à
trajetória da broca. O objetivo do trabalho foi avaliar a função dos ângulos de ponta e
de incidência na centragem do processo. Na primeira etapa da pesquisa, foram
utilizadas técnicas estatísticas no planejamento e na análise dos fatores de controle.
Na segunda fase, foram realizados testes de longa duração para verificação das
respostas obtidas na primeira etapa da pesquisa. Para análise da estabilidade e
conformidade do processo foram controlados: a repetibilidade da distância de centro,
o diâmetro do furo, a inclinação do furo e a rugosidade. Para verificação da
ferramenta foi observado o desgaste e a força de corte. Verificou-se que há
influência da geometria da ponta da broca na repetibilidade do processo, e que o
fator mais relevante é o ângulo de incidência. A aderência de material na ponta
esteve presente durante toda vida da ferramenta, e o mecanismo de desgaste
predominante foi o abrasivo.
Palavras-chave: Capabilidade; Geometria de brocas; Furação profunda; Vida útil de
ferramentas.
ABSTRACT
Drilling is one of the most important manufacturing processes. However, despite
its importance, previous and current studies highlight the lack of knowledge of this
process, mainly for industrial applications when machining certain materials. Among
these materials, which require further studies, there are the aluminum alloys that
nowadays are widely used in engineering, mainly automotive, due to its physical and
chemical characteristics. In this work it is intended to study the influence of geometric
features of a helical drill in a deep drilling of an AlSiCu alloy in a production line. Twist
drills are the most versatile and known tools in machining. They are usually utilized
for drilling short holes due to problems of rigidity, cooling and chip removal.
Particularly the tool examined in this work was an uncoated hard metal twist drill
without internal cooling channel. The main problem of this process under study is
focused on the repeatability of the hole center location. Moreover, this process is
almost unique, because there is an interruption caused by a channel that is not
perfectly perpendicular to the trajectory of the drill. The goal of this work was to
evaluate the function of the point and clearance angles in the center location process.
In the first stage of this research statistical techniques in the design and analysis of
the machining control factors. The second stages, of long-term tests were
accomplished in order to verify responses obtained in the first stage of the research.
For the analysis stability and conformity were controlled: the repeatability of the tool
distance from the center, the diameter of the hole, the skew and roughness of the
hole. Additionally, it was observed the tool wear and the cutting forces. It was verified
that there is influence of the geometry of the drill point in the repeatability process
and the most relevance factor on this is the clearance angle. The adhesion on the
tool tip is present in all tool life and abrasive wear mechanism was predominant.
Keywords: Capability - Geometry of drills - Depth drilling – Tool life.
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ............................................................................................... 11
1.1. Objetivo .......................................................................................................... 17
1.2. Justificativa ..................................................................................................... 17
1.3. Estrutura do trabalho ...................................................................................... 19
2 PROCESSO DE FURAÇÃO: CONTEXTO E DESAFIOS .............................. 20
2.1. A importância do alumínio e sua usinabilidade ............................................... 20
2.2. Metal duro ....................................................................................................... 24
2.2.1. Ferramentas de metal duro revestidas ........................................................... 29
2.3. Furação profunda ........................................................................................... 31
2.4. Generalidades sobre brocas helicoidais ......................................................... 34
2.5. Influência da geometria no desempenho da ferramenta ................................. 35
2.5.1. Afiações especiais da ponta da broca ............................................................ 40
2.6. Forças na furação ........................................................................................... 41
2.7. Avarias e desgaste da ferramenta .................................................................. 42
2.8. Causas do desgaste de ferramentas .............................................................. 45
2.9. Vida útil da ferramenta .................................................................................... 47
2.10. Conformidade e controle estatístico do processo ........................................... 54
2.10.1 Índices de capabilidade .................................................................................. 57
3 ABORDAGEM METODOLÓGICA ................................................................. 65
3.1. Caracterização da ferramenta de corte .......................................................... 68
3.2. Ajuste da ferramenta e do direcionamento do fluido de corte ......................... 69
3.3. Caracterização da máquina ferramenta .......................................................... 70
3.4. Métrica aplicada.............................................................................................. 71
3.5. Teste de usinagem ......................................................................................... 73
3.5.1. Medição da força de corte .............................................................................. 75
3.6. Dispositivo para medição da localização do processo .................................... 76
3.7. Equipamentos utilizados para medição do experimento................................. 76
4 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ............................................................. 78
4.1. Ensaios de furação de curta duração ............................................................. 78
4.1.1. Medição da localização do processo .............................................................. 78
4.1.2. Determinação do tamanho da amostra e do modo de distribuição do universo
da amostra ................................................................................................................ 80
4.1.3. Carta de controle ............................................................................................ 87
4.1.4. Medição do diâmetro ...................................................................................... 88
4.1.5. Medição da rugosidade .................................................................................. 88
4.2. Ensaio de furação de longa duração .............................................................. 90
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES ................................................................... 92
5.1. Análise da capabilidade do processo ............................................................. 92
5.2. Análise da inclinação do furo .......................................................................... 96
5.3. Análise do diâmetro ...................................................................................... 102
5.4. Análise da rugosidade .................................................................................. 104
5.5. Acompanhamento do desgaste da ferramenta ............................................. 106
5.6. Resultados dos esforços de corte................................................................. 118
6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............. 121
6.1. Conclusões ................................................................................................... 121
6.2. Sugestões para trabalhos futuros ................................................................. 124
7 REFERÊNCIAS ............................................................................................ 125
ANEXO A – CERTIFICADO DE INSPEÇÃO DA MÁQUINA .................................. 131
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1- Localização do processo ......................................................................... 15
Figura 1.2 – Esquema do processo estudado ........................................................... 16
Figura 1.3 - Detalhes do processo estudado ............................................................. 16
Figura 2.1 – Broca helicoidal com haste cônica ........................................................ 34
Figura 2.2 - Geometria da cunha de uma broca helicoidal ........................................ 35
Figura 2.3– Vida da ferramenta com (a) em função do ângulo de ponta (b) em função
do ângulo de incidência ...................................................................................... 38
Figura 2.4 – Tipos de broca quanto ao ângulo de hélice ........................................... 39
Figura 2.5 – Tipos importantes de afiação para brocas helicoidais ........................... 40
Figura 6 – Componentes da força de usinagem ........................................................ 42
Figura 2.7– Principais causas de desgaste de ferramentas ...................................... 46
Figura 2.8 – Características de desgastes de flanco numa ferramenta monocortante
........................................................................................................................... 48
Figura 9 – Desgaste em uma broca helicoidal .......................................................... 49
Figura 10 – Medição de desgaste de flanco .............................................................. 49
Figura 2.11 – Comportamento do desgaste de uma ferramenta de corte com o
tempo de corte ................................................................................................... 52
Figura 2.12 - Método tradicional de controle de qualidade ........................................ 54
Figura 2.13 - Método de controle estatístico da qualidade ........................................ 55
Figura 2.14 - Os passos básicos para estudos de capabilidade de processos ......... 58
Figura 2.15 – Processos com diferentes índices de capabilidade, apenas CP e CPk
........................................................................................................................... 61
Figura 2.16 – Rejeição e localização da distribuição dentro dos LSE e LSI para
alguns valores índices de capabilidade .............................................................. 62
Figura 3.1 – Seqüência da realização dos ensaios. .................................................. 67
Figura 3.2 – Desenho da broca utilizada ................................................................... 68
Figura 3.3 – Cotas do conjunto broca mandril ........................................................... 69
Figura 3.4– Esquema de refrigeração utilizado ......................................................... 70
Figura 3.5 – Centro de usinagem utilizado no experimento ...................................... 71
Figura 3.6 – Tela de verificação da carga do eixo principal....................................... 75
Figura 3.7 – Dispositivo para medição da distância de centro .................................. 77
Figura 4.1 – Peça posicionada para teste de furação ............................................... 78
Figura 4.2 – Localização das medições das distâncias de centro ............................. 79
Figura 4.3 – Vistas da peça posicionada no dispositivo de medição ......................... 79
Figura 4.4 – Ponteira alinhada com o processo antes da medição ........................... 79
Figura 4.5 - Distribuição de freqüências das medições em x .................................... 84
Figura 4.6 - Distribuição de freqüências das medições em z. ................................... 85
Figura 4.7 – Gráfico de controle das médias da amostra piloto na direção x ............ 85
Figura 4.8 – Gráfico de controle das amplitudes da amostra piloto na direção x ...... 86
Figura 4.9 – Gráfico de controle das médias da amostra piloto na direção z ............ 86
Figura 4.10 – Gráfico de controle das amplitudes da amostra piloto na direção z .... 86
Figura 4.11 – Carta de controle utilizada na análise ................................................. 87
Figura 4.12 – Medição dos diâmetros ....................................................................... 88
Figura 4.13 – Peça cortada para medição da rugosidade ......................................... 89
Figura 4.14 – Forma de fixação dos corpos de prova ............................................... 90
Figura 5.1 – Gráfico do CP médio obtido por cada geometria................................... 95
Figura 5.2 - Esquema do deslocamento causado pela interrupção do processo ...... 97
Figura 5.3 – Inclinação dos furos analisados para as geometrias 110°x12°, 110°x15°
e 118°x12° (ângulo de ponta x ângulo de incidência) ........................................ 99
Figura 5.4 – Inclinação dos furos analisados para as geometrias 118°x15°, 130°x12°
e 130°x15° (ângulo de ponta x ângulo de incidência) ...................................... 100
Figura 5.5 – Geometria 118° x 12° antes do teste com ampliação de 15x .............. 106
Figura 5.6 – Aspecto da ferramenta com 118° x 12° após a usinagem de 500 peças
com ampliação de 15x ..................................................................................... 107
Figura 5.7 - Aspecto da ferramenta com 118° x 12° após a usinagem de 2000 peças
com ampliação de 15x ..................................................................................... 108
Figura 5.8 - Aspecto da ferramenta com 118° x 12° após a usinagem de 3500 peças
com ampliação de 15x ..................................................................................... 109
Figura 5.9 – Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta de 118° e de
incidência de 12° com 30x (flanco A) ............................................................... 110
Figura 5.10 - Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta de 118° e
de incidência de 12° com 30x (flanco B) .......................................................... 111
Figura 5.11 – Aspecto das superfícies de saída da broca com ângulo de ponta de
118° e de incidência de 12°, após a usinagem de 7000 peças com 15x (flancos
A e B) ............................................................................................................... 111
Figura 5.12 - Aspecto da ferramenta com 118° x 15° após a usinagem de 3500
peças com ampliação de 15x (flanco A) ........................................................... 112
Figura 5.13 - Aspecto da ferramenta com 118° x 15° após a usinagem de 3500
peças com ampliação de 15x (flanco B) ........................................................... 112
Figura 5.14 - Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta de 118° e
de incidência de 15° com 40x (flanco A) .......................................................... 113
Figura 5.15 - Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta de 118° e
de incidência de 15° com 40x (flanco B) .......................................................... 113
Figura 5.16 – Curva de desgaste de flanco das duas geometrias testadas ............ 116
Figura 5.17 – Capabilidade, representação da distribuição e probabilidade de
rejeição para as geometrias testadas após 3500 e 7000 peças ...................... 117
Figura 5.18 – Valores de CP após a usinagem de 3500 e 7000 peças ................... 117
Figura 5.19 – Potência do motor do eixo principal em função do número de rotações
para as geometrias 118°x12° e 118°x15° novas e desgastadas ...................... 119
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 – Composição química da liga estudada ................................................. 65
Tabela 3.2 – Composição química e características físicas principais do metal duro
K10 ..................................................................................................................... 69
Tabela 3.3 – Critérios para validação do processo. .................................................. 73
Tabela 4.1 – distâncias de centro da amostra piloto ................................................. 82
Tabela 4.2– Valores das funções normais para as classes das distâncias de centro
nos eixos x e z da amostra piloto ....................................................................... 83
Tabela 4.3 – Freqüência absoluta de ocorrência das classes para as distâncias de
centro ................................................................................................................. 84
Tabela 4.4– Parâmetros para medição da rugosidade .............................................. 89
Tabela 5.1 – Índices CP obtidos na direção x ........................................................... 92
Tabela 5.2 – Análise de significância dos valores de CP em x ................................. 93
Tabela 5.3 – Índices CP obtidos na direção z ........................................................... 93
Tabela 5.4 – Análise de significância dos valores de CP em z ................................. 94
Tabela 5.5 – Índices CP obtidos nas direções x e z .................................................. 94
Tabela 5.6 – Análise de significância dos valores de CP em x e z ............................ 94
Tabela 5.7 – Resultados dos testes de curta duração para as geometrias 110°x12°,
110°x15° e 118°x12° (ângulo de ponta x ângulo de incidência) ......................... 96
Tabela 5.8 – Resultados dos testes de curta duração para as geometrias 118°x15°,
130°x12° e 130°x15° (ângulo de ponta x ângulo de incidência) ......................... 96
Tabela 5.9– Deslocamentos médios e suas respectivas funções ............................. 98
Tabela 5.10 – Coeficientes angulares das funções dos deslocamentos em x .......... 98
Tabela 5.11 – Análise de variância dos coeficientes angulares em x ..................... 101
Tabela 5.12 – Coeficientes angulares das funções dos deslocamentos em z ........ 101
Tabela 5.13 – Análise de variância dos coeficientes angulares em z ..................... 102
Tabela 5.14 – Diâmetros médios por geometria ...................................................... 102
Tabela 5.15 – Medições e valores médios dos diâmetros por geometria ................ 103
Tabela 5.16 – Análise de variância do diâmetro ...................................................... 104
Tabela 5.17 – Valores da rugosidade de todos os testes ........................................ 105
Tabela 5.18 - Rugosidade média por geometria ..................................................... 105
Tabela 5.19 – Análise de significância dos valores da rugosidade ......................... 106
LISTA DE ABREVIATURAS, SIGLAS E SÍMBOLOS
A
2
, D
3,
D
4
- Constantes tabeladas dependes do tamanho da amostra
Al
2
O
3
- Óxido de alumínio
APC - Aresta postiça de corte
C - Constante da equação de Taylor para vida útil de ferramentas
CBN - Nitreto cúbico de boro sintético monocristalino
CEP - Controle estatístico de processo
CP, CP
k
- Índices de capabilidade
CP
m,
C
pmk
, CP
(u,v)
D - Diâmetro (mm)
d - Diâmetro, metade do limite de especificação no índice CP
(u,v)
d
2
- Fator estatístico
E - Erro
F - Velocidade de avanço
Fc - Força de corte
Ff - Força de avanço
Ff - Força passiva
HB - Dureza Brinell
HRc - Dureza Rockwell C
ISO - International Organization for Standardization
IT - Tolerância nominal
JIS - Japonese Industrial Standart
K - Vida da ferramenta para velocidade de corte igual a 1m/min
L/D - Relação comprimento diâmetro
LC - Linha central
LIC - Limite inferior de controle
LIE - Limite inferior de especificação
LIS - Limite superior de controle
LSE - Limite superior de especificação
M - Ponto médio do intervalo de especificação no índice CP
(u,v)
Mt - Momento torçor
n - Tamanho da amostra, número de rotações
Ø - Diâmetro
Pc - Potência de corte
PCBN - Nitreto cúbico de boro sintético policristalino
PCD - Diamante sintético policristalino
r - Raio da broca
Rz - Rugosidade média entre as alturas máximas em cada cut-off
r - Raio de ponta
s
2
- Variância amostral
T - Valor alvo utilizado nos índices de capabilidade CP
m
e C
pmk
,
Tempo de vida útil da ferramenta para determinada velocidade
de corte.
TaC - Carboneto de tântalo
TiAlN - Nitreto de alumínio-titânio
TiC - Carboneto de titânio
TiC - Carboneto de titânio
TiCN - Carbonitreto de titânio
TiN - Nitreto de titânio
VB
B
- Desgaste de flanco médio
VB
Bmax
- Desgaste de flanco máximo
VBc - Desgaste da ponta da ferramenta
VB
N
- Desgaste de entalhe
Vc - Velocidade de corte
Vc
inicial
- Velocidade de corte no início do processo
WC - Carboneto de tungstênio
x - Coeficiente angular da reta
y - Constante da equação de Taylor para vida útil de ferramentas
μ - Média da população
σ - Ângulo de ponta e desvio padrão
ψ - Ângulo do gume transversal
- Ângulo de incidência
- Ângulo de cunha
- Ângulo de saída
c - cut-off
x
- Média da amostra
2
- Estimativa do desvio padrão do processo
R
- Amplitude média da amostra
X
- Média das médias
11
1 INTRODUÇÃO
No universo tão amplo da manufatura, a usinagem é um dos mais importantes
processos de produção de componentes mecânicos. Estima-se que cerca de 10%
do produto interno bruto dos Estados Unidos, estejam associados a processos de
usinagem, incluindo gastos com ferramenta, custos com mão-de-obra e com o
capital investido (SHAW, 2005).
No âmbito da usinagem, o processo de furação requer atenção muito especial,
pois é um dos processos mais utilizados. Normalmente, a furação é aplicada para os
considerados furos curtos (com L/D<5), mas há na indústria um grande número de
furos que tem sua profundidade maior que cinco vezes seu diâmetro. Este tipo de
furação é considerada profunda e, obviamente, requer mais cuidado por ser mais
complexa e envolver condições severas de usinagem. Dentre estas condições pode-
se citar:
a) Dificuldade na formação e escoamento do cavaco;
b) Tolerâncias geométricas, de forma do furo (diâmetro, linearidade,
cilindricidade, circularidade entre outros) e qualidade superficial são
difíceis de serem obtidas.
A furação profunda apresenta o problema de depender de lubrificação
abundante na região de corte. Pode-se conseguir tal lubrificação através de furos ou
tubos aliados a um complexo sistema de lubrificação para alcançar a região de corte.
Assim, para realização satisfatória de uma furação profunda deve-se ter condições
bem específicas (FERRARESI, 2003).
Geralmente, para realização de tais processos são utilizados vários métodos.
Pode-se citar alguns deles separando-os em dois grupos:
Grupo 1: só são utilizados em máquinas especialmente preparadas com
sistema de injeção interna de fluido de corte a alta pressão. Tais brocas são,
geralmente, feitas de metal duro e são conhecidas como: canhão, ejector, BTA e
brocas ocas de trepanação. Algumas dessas ferramentas tem efeito autocentrante, e
isto possibilita uma minimização na produção de furos excêntricos (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2003);
12
Grupo 2: ferramentas inteiriças de metal duro ou aço rápido com canais
helicoidais, aplicáveis àqueles furos profundos que podem ser realizados em
máquinas convencionais ou CNC normais com ou sem refrigeração interna.
Para utilização dos recursos classificados no grupo 1, além da rigidez
necessária para suportar as solicitações do processo, a máquina deve ter potência
disponível adequada, altas rotações, cursos longos de avanço, dispositivos
especiais com buchas guias, alta estabilidade e como já foi mencionado um bom
sistema de lubrificação interno com alta pressão e com excelente sistema de
filtragem de cavacos (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
No entanto, dependendo da relação comprimento-diâmetro do processo, a
furação, utilizando brocas helicoidais, poderá ser realizada com ciclos de avanço e
reversão. Quanto mais profundo for o furo mais freqüentes serão as interrupções
com a retirada da broca de dentro do furo. Estes ciclos são necessários para
dissipação do calor e expulsão dos cavacos dos canais.
Quando se utilizam brocas helicoidais, dependendo da relação comprimento-
diâmetro (L/D), podem ocorrer excentricidades. No entanto, para alguns tipos de
furação profunda o seu uso é justificado pela sua grande versatilidade, pois também
podem ser utilizadas para realização de furos curtos, são de baixo custo, possuem
uma grande faixa de diâmetros, são aplicáveis na usinagem de vários materiais
(aços, ferros fundido e não ferrosos), e são as ferramentas mais fabricadas e
difundidas para usinagem e por isso mais facilmente encontradas. Além disto, estas
brocas podem ser utilizadas na furação em cheio ou com pré-furo, conseguem
elevados avanços se comparadas às ferramentas não convencionais, a rigidez das
máquinas atuais possibilitam seu uso e possuem aproximadamente 150 formas de
afiações. Esta última característica coloca este tipo de ferramenta à frente, por
exemplo, da broca canhão, pois apesar do baixo custo desta ferramenta, a sua
reafiação é bastante delicada.
Para garantir a qualidade do processo, obviamente as condições para
ferramentas especiais devem ser favoráveis, mas estas até mesmo as básicas,
como por exemplo, um bom sistema de refrigeração interna com excelente filtragem
e com pouca variação de temperatura muitas vezes não estão ao alcance, o que
13
também justifica a utilização de ferramentas convencionais como as brocas
helicoidais.
O cenário atual de competitividade, lucratividade cada vez menor e maior
exigência por parte dos consumidores, está levando muitas empresas,
principalmente as de grande porte, a exigirem cada vez mais trabalhos de
otimização de processos. Desperdícios, retrabalhos e problemas de qualidade não
são mais tolerados.
O estudo será realizado em uma linha de produção seriada, em particular numa
furação em cheio e passante de 5
0
+0,2
mm de diâmetro com 42 mm de profundidade
(portanto furação profunda, pois L/D>8), feito com uma broca inteiriça de metal duro
helicoidal sem revestimento, que deve ser concêntrica a um alargamento com
6
0
+0,05
mm de diâmetro, produzido em outra máquina. Estes dois processos fazem
parte do sistema de lubrificação do motor de uma moto e, constantemente, ocorre
deslocamento entre estes, devido provavelmente as condições desfavoráveis
inerentes ao processo de furação profunda, onde pode-se destacar, conforme
Stemmer (1995):
1. A carga na ponta e a deficiência das guias na orientação podem
produzir furos desviados;
2. Brocas helicoidais compridas atuando em furos profundos tendem a se
“desenrolar” pela ação dos elevados torques;
3. Os canais helicoidais enfraquecem as brocas, limitando o torque
máximo.
A escolha deste processo para análise ocorreu devido aos seguintes fatores:
1. Na máquina onde é realizado o processo, são produzidos outros seis
furos menos profundos que também são alargados em máquinas
posteriores, mas só há histórico de deslocamento com o respectivo
acabamento no processo em questão;
2. O estoque de ferramentas para este processo é elevado, tanto em
valor quanto em quantidade, devido à falta de controle do processo que
ocasiona trocas freqüentes e irregulares de ferramentas. Este estoque
14
não pode ser desperdiçado e por isso deve-se verificar a melhor forma
para sua utilização;
3. O problema em questão só é detectado em uma máquina que faz
testes de estanqueidade da peça já acabada. No ponto onde é
constatado o defeito não há mais possibilidade de recuperação das
peças;
4. Este processo já foi responsável pela insatisfação de alguns clientes,
que constataram, de forma desagradável, vazamentos de óleo nos
motores das suas motocicletas.
Se o diâmetro do pré-furo estiver ovalizado ou maior que o especificado,
apresenta aspecto parecido com o de deslocamento, tendo mistura de texturas
furadas e alargadas no interior do furo, mas esta hipótese foi completamente
descartada. Com inspeção de 100% do pré-furo, durante acompanhamento da
produção, realizado em um período de ocorrência do defeito em questão, não foram
evidenciadas não conformidades dimensionais do processo.
Desta forma, a centragem da ferramenta pode ser considerada o principal
problema enfrentado no processo. Por sua vez, Castillo (2005) afirma que há uma
relação direta da centragem com o ângulo de ponta da broca.
Uma possível limitação em relação ao ângulo de ponta é que a utilização de
um ângulo de 118°, que é o mais usual e em especial o utilizado no processo,
contribui na imprecisão de posicionamento da ponta da broca sobre a peça (BORK,
1995).
É pertinente ressaltar que este problema poderia ser eliminado com a inclusão
de broca de centragem. No entanto, a adição de uma nova ferramenta ao processo,
provocaria um aumento no tempo de ciclo da máquina e, desta forma,
comprometeria o atendimento da demanda de produção.
Na Figura 1.1 pode-se ver o processo em questão e o esquema com as cotas
que determinam sua posição.
Outro problema enfrentado no processo é a vida útil da ferramenta, pois devido
à falta de conhecimento das causas que levam à ocorrência de deslocamentos as
ferramentas são substituídas com freqüência muito elevada.
15
Figura 1.1- Localização do processo
1
Em todos os processos de usinagem o fator econômico mais importante é a
vida da ferramenta e o ângulo de incidência tem relação direta com o desgaste, pois
este tem a função de diminuir o atrito entre o flanco principal e a peça (CASTILLO,
2005).
Normalmente, utiliza-se para furação de ligas de alumínio resistentes e com
alto teor de silício, ângulos de incidência de 12° e 15° (WEINGAERTNER;
SCHROETER, 1991).
O processo em questão é interrompido por um canal bruto, e este não é
perfeitamente perpendicular ao furo. Além disso, o processo termina em uma
cavidade para montagem de um rolamento e isso agrava ainda mais a dificuldade do
processo, pois as superfícies de saída e de entrada de um furo devem ser normais
ao eixo da broca para que não ocorra inclinação ou a produção de furos
descentralizados. Nas Figuras 1.2 e 1.3 pode-se observar os detalhes do processo
em questão.
A falta de informações dos mecanismos de desgaste que prevalecem no
processo e, conseqüentemente, o desconhecimento da vida útil da ferramenta, são
fatores que estão diretamente relacionados à falta de controle do processo.
Possíveis porosidades encontradas no trajeto da broca, a própria rigidez da
1
Todas as Figuras e Tabelas sem indicação explícita da fonte foram produzidas pelo autor da
dissertação.
16
ferramenta selecionada e a falta de lubrificação interna são também fatores que
podem prejudicar o processo.
Figura 1.2 – Esquema do processo estudado
Figura 1.3 - Detalhes do processo estudado
O problema será abordado com o auxílio do Controle Estatístico do Processo
(CEP) que auxilia na detecção de ocorrências de variações por causas sistemáticas,
evitando problemas de qualidade e custos desnecessários, e do modelo de
delineamento de experimentos (DOE - Design of Experiments) em particular o
fatorial, pois este modelo pode analisar os dois tipos de fatores (ângulo e ponta e de
17
incidência) de forma organizada e confiável, para mostrar o efeito destes na
centragem e no desgaste da ferramenta.
1.1. Objetivo
O objetivo geral deste trabalho é estudar e melhorar um processo de furação
em uma liga AlSi fundida sob pressão, utilizando metodologias estatísticas de
controle de qualidade e de planejamento de experimentos.
Os objetivos específicos são:
a) Observar a influência dos ângulos de ponta e de incidência na
repetibilidade e estabilidade do processo;
b) Utilizar o controle estatístico de processos, em particular o índice de
capabilidade CP, para comparar o comportamento de ferramentas com
diferentes combinações de ângulos de ponta e de incidência;
c) Verificar a influência do ângulo de ponta e incidência, bem como a
interação destes sobre a rugosidade e diâmetro do furo;
d) Estudar a importância da interrupção do processo na trajetória da
ferramenta e no comportamento do processo;
e) Verificar a usinabilidade e observar o comportamento em operação
normal das ferramentas com as melhores respostas indicadas pela
análise de capabilidade.
1.2. Justificativa
Nos últimos anos, tem crescido a utilização de centros de usinagem CNC no
Brasil e com isso, vários desenvolvimentos têm ocorrido com os materiais das
ferramentas de furação (brocas). Entre estes desenvolvimentos pode-se destacar a
utilização de brocas inteiriças de metal duro devido à rotação, rigidez e potência das
máquinas disponíveis atualmente (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
Entretanto, a despeito destes recursos serem utilizados hoje em dia, o
processo de furação não recebeu muitos avanços tecnológicos até pouco tempo
18
atrás, e por isso carece de bastante desenvolvimento (DINIZ; MARCONDES;
COPPINI, 2003). Um profundo conhecimento é necessário para atender os
requisitos de exatidão dimensional e elevadas taxas de produção em processos de
furação (NEVES; DINIZ; ABDALA, 2006).
Para aumentar a eficiência e diminuir os custos de manufatura, os fabricantes
precisam otimizar processos. Entretanto, o estudo sobre taxas de desgaste, adesão
e os próprios mecanismos de desgaste de ferramentas que usinam ligas de alumínio
fundidas sob pressão, não são suficientes para as necessidades da indústria
(ZHANG; LIU; ZHOU, 2001).
O princípio básico da produção industrial atual é a combinação de modernas
técnicas gerenciais com máquinas, processos e materiais cada vez mais
sofisticados. Neste contexto o Controle Estatístico de Processos (CEP) é uma
ferramenta que pode ser utilizada para melhoria, otimização de processos,
diminuição de retrabalho e de problemas de qualidade crônicos. Ele já é empregado
a décadas de forma eficaz e pode ajudar a medir e a manter o nível de variabilidade
e conformidade de processos (BULBA, 1998).
O trabalho será realizado em um dos materiais mais utilizados atualmente para
confecção de peças no setor metal mecânico que é o alumínio. Além das suas
qualidades, como resistência a corrosão e baixo peso, este é um dos poucos metais
que podem ser fundidos por todos os processos utilizados para fundição de metais.
Revisando a literatura, percebeu-se a falta de informações sobre a influência
do ângulo de ponta e do ângulo de incidência em processos de furação. O
conhecimento e comprovação dos efeitos destes fatores podem ajudar na
otimização de processos em chão de fábrica, e com isso diminuir custos e
problemas de qualidade.
Desta forma, existe uma lacuna que justifica a necessidade da elaboração de
uma pesquisa teórico-experimental, para avaliar o efeito da sinergia destes fatores
sobre a repetibilidade, desgaste e o próprio comportamento de brocas helicoidais
utilizadas para furação profunda em usinagem seriada de alumínio.
19
1.3. Estrutura do trabalho
Esta dissertação está estruturada em seis capítulos. O primeiro capítulo faz a
caracterização do problema e apresenta a justificativa e o objetivo geral para o
estudo. O segundo capítulo é uma revisão da literatura que aborda a usinabilidade
do alumínio, os materiais e a geometria das brocas tanto para furação normal quanto
profunda, vida útil da ferramenta, os mecanismos de desgaste no processo de
furação, conformidade e controle estatístico de processos. Na seqüência, no terceiro
capítulo, apresenta-se a metodologia de estudo e suas métricas para avaliação. No
quarto capítulo, são apresentados os procedimentos adotados na realização dos
experimentos. O quinto capítulo traz a apresentação e discussão dos resultados
obtidos onde, ao final, são elencadas conclusões parciais. No sexto capítulo são
apresentadas as principais conclusões da dissertação e sugeridos temas para
trabalhos futuros. Finalmente, são apresentadas as referências bibliográficas
utilizadas para a elaboração deste trabalho.
20
2 PROCESSO DE FURAÇÃO: CONTEXTO E DESAFIOS
Este capítulo traz uma exposição sumária sobre a usinabilidade do alumínio.
Contém, ainda, conceitos básicos sobre o material, características e ferramentas de
corte utilizados na tecnologia da furação. Apresenta também tópicos sobre métrica
de vida útil de ferramentas e sobre mecanismos presentes na cinemática de
desgaste de ferramentas de corte. Além disso, são feitas importantes considerações
sobre conformidade e controle estatístico de processos.
2.1. A importância do alumínio e sua usinabilidade
O alumínio e suas ligas se caracterizam por sua relação resistência-peso, sua
resistência a corrosão em alguns ambientes comuns (incluindo a atmosfera
ambiente), e sua elevada condutividade térmica e elétrica. A densidade do alumínio
é 2.770 kg/m ³ (a do aço é 7.750 kg/m ³). A resistência à tração do alumínio puro é
baixa, cerca de 90 MPa, mas isto pode ser consideravelmente melhorado pelo
trabalho a frio e pela adição de elementos de liga (BUDYNAS, 2008).
Uma vez que o alumínio possui uma estrutura CFC, a sua ductilidade é
mantida até mesmo em temperaturas reduzidas. Porém, a resistência mecânica
pode ser aumentada pela deformação plástica ou mediante a formação de ligas,
mas estes dois processos provocam uma diminuição na resistência à corrosão. A
principal limitação do alumínio está na sua baixa temperatura de fusão, que restringe
a temperatura máxima em que o alumínio pode ser utilizado (CALLISTER, 2006).
O alumínio pode ser processado por fundição de areia, sob pressão, trabalhado
a quente ou a frio, ou extrudado. Suas ligas podem ser usinadas, conformadas,
brasadas ou soldadas. O alumínio puro funde a 660 °C, o que faz com que sua
produção possa ser feita tanto em moldes permanentes como de areia.
Comercialmente, é disponível na forma de placas, chapas, tarugos, lingotes, tubos e
em formas extrudadas (BUDYNAS, 2008).
A fundição sob pressão tem lugar especial no processamento do alumínio e de
suas ligas. Ela consiste em forçar o metal líquido, sob pressão, a penetrar na
21
cavidade do molde, chamado matriz. Esta é, normalmente, metálica e, portanto, de
natureza permanente, sendo por isso utilizada inúmeras vezes. Devido à pressão e a
conseqüente alta velocidade de enchimento da cavidade do molde, o processo
possibilita a fabricação de peças de formas bastante complexas e de paredes finas
(CHIAVERINI, 1986).
Segundo Chiaverini (1986) as vantagens da fundição sob pressão são:
a) Produção de formas mais complexas, se comparadas com as formas
produzidas por fundição por gravidade;
b) Produção de peças de paredes mais finas e tolerâncias dimensionais
estreitas;
c) Alta capacidade de produção;
d) Produção de peças praticamente acabadas;
e) Utilização da mesma matriz para milhares de peças, sem variações
significativas nas dimensões;
f) As peças produzidas sob pressão podem ser tratadas superficialmente,
por revestimentos superficiais, com um mínimo de preparo prévio da
superfície;
g) As ligas de alumínio apresentam mais resistência que as fundidas em
areia.
Mas esta forma de produção de peças de alumínio também tem alguns
inconvenientes, que segundo Chiaverini (1986) são:
a) As dimensões das peças são limitadas: normalmente a sua massa é
inferior a cinco kg e raramente ultrapassam 25 kg;
b) Pode haver dificuldade de evasão do ar retido no interior da matriz,
dependendo dos contornos das cavidades e dos canais. O ar retido é a
principal causa de porosidade nas peças fundidas;
c) O equipamento e acessórios são normalmente de alto custo, de modo
que o processo se torna economicamente viável apenas para grandes
volumes de produção.
22
As ligas de alumínio são classificadas em fundidas ou forjadas. As ligas
fundidas tem grande quantidade de elementos para facilitar a fundição, mas isto
dificulta o trabalho a frio. Os elementos de liga mais utilizados são o silício, cobre,
magnésio, manganês e zinco (BUDYNAS, 2008).
O cobre, magnésio, silício e zinco contribuem para melhorar as propriedades
mecânicas com ou sem tratamento térmico. Por sua vez, o cobre, magnésio e silício
melhoram a fluidez necessária para o processo de fundição.
A fragilidade a quente é consideravelmente reduzida pela adição de cobre,
ferro, manganês, níquel e silício. O zinco favorece a fragilidade a quente e em ligas
Al-Si o seu teor máximo é de 1%. O coeficiente de expansão térmica, que é uma
importante propriedade para motores à explosão, pode ser reduzido pela adição de
cobre, níquel e particularmente de silício.
As ligas comerciais a base de alumínio fundido podem ser classificadas
basicamente nos seguintes sistemas binários (SIEGEL, 1985):
a) Alumínio-cobre;
b) Alumínio-silício;
c) Alumínio-magnésio;
d) Alumínio-zinco;
e) Outras ligas, desenvolvidas com fins bastante específicos como, por
exemplo, a liga alumínio-estanho.
As ligas alumínio-silício possuem propriedades inigualáveis com relação a
características de fluidez e isenção de fragilidade a quente, além de apresentar boa
resistência a corrosão e baixo peso específico.
A utilização do silício é geralmente de 0,1% a 13% da composição, sendo o
elemento responsável pelas variações do diagrama de equilíbrio. Ele aumenta a
fluidez do alumínio líquido, diminui a porosidade, aumenta a dureza e melhora a
resistência mecânica. O cobre por sua vez aumenta a resistência mecânica e a
usinabilidade em teores de até 5% para ligas dúcteis.
23
O comportamento do magnésio no alumínio é similar ao do cobre.
Normalmente, as ligas AlSiCu têm entre 0,03 e 0,2% de Mg (HEINE; LOPER;
ROSENTHAL, 1967).
Em ligas de alumínio fundidas sob pressão os teores de manganês são da
ordem de 0,3 até 0,5% (Doehler, 1951).
O alumínio pode ser usinado com facilidade. O desgaste do flanco da
ferramenta de corte pode ser problema apenas em ligas que contenham
quantidades consideráveis de silício. O silício entre 11 e 14%, superiores a do
eutético 6%, apresenta largos cristais de elevada dureza (>400 HV) e alto ponto de
fusão (1420° C). Isto aumenta as tensões e a temperatura na superfície de saída da
ferramenta. Podem ocorrer altas forças, principalmente a baixas velocidades devido
ao grande comprimento de contato entre o cavaco e a ferramenta, pois os cavacos
são contínuos (MACHADO; SILVA, 2004).
A usinagem do alumínio permite tempos curtos de processo, devido à
possibilidade de utilização de elevadas velocidades de corte (WEINGAERTNER;
SCHROETER, 1991). Esta característica é uma das grandes aliadas deste material
para produção de peças em elevadas quantidades.
Devido à grande facilidade de deformação plástica, a usinagem do alumínio,
propicia furos maiores que o diâmetro da broca (STEMMER, 1995).
Algumas das aplicações mais comuns das ligas de alumínio estão na área de
transportes, a fim de promover redução de consumo de combustíveis. Uma
característica importante é sua resistência específica, que é quantificada através da
razão entre o limite de resistência à tração e a gravidade específica. Embora uma
liga de alumínio possa ter um limite de resistência à tração inferior ao do aço, que é
mais denso, ela será capaz de suportar uma carga relativamente maior devido sua
elevada resistência específica (CALLISTER, 2006).
Essas características, além da abundância do seu minério principal, vêm
tornando o alumínio o metal mais importante após o ferro (CHIAVERINI, 1986).
A usinagem de alumínio com ferramentas convencionais não é realizada sem
dificuldades. Esse material tende a aderir na superfície da ferramenta e a formar
rebarbas dentro dos furos. Uma das causas principais de danos à ferramenta
24
durante a sua usinagem é a formação de camadas de aresta postiça implicando em
redução da vida útil da ferramenta. Assim, fluídos de corte tem papel importante
nestes tipos de processos, pois possibilitam a redução de adesão na superfície da
ferramenta (NOUARI et al., 2003).
2.2. Metal duro
A classificação de materiais para ferramentas pode ser feita, levando-se em
conta características químicas e a ordem cronológica do seu desenvolvimento
(MACHADO; SILVA, 2004):
a) Aço carbono (comum, com V ou Cr);
b) Aço semi-rápido (Baixo W);
c) Aço rápido (fundidos ou sinterizados, com e sem revestimento);
d) Aço super-rápido (elevado teor de V);
e) Ligas fundidas;
f) Metal duro (podem ser com ou sem revestimento);
g) Cermets (podem ser com ou sem revestimento)
h) Cerâmicas
i) Ultraduros
i.1) CBN-PCBN
i.2) PCD
j) Diamante natural
O carboneto de tungstênio foi sinterizado pela 1ª vez em 1890 por Frenchman
Henri Moisson, mas só três décadas depois é que esse material foi sinterizado com
um aglomerante metálico para formar o metal duro e ser utilizado como ferramenta
de corte (GROOVER, 2007).
Composição típica original do metal duro é de aproximadamente: 81% de
tungstênio, 6% de carbono e 13% de cobalto. O tungstênio é o metal de mais alto
ponto de fusão (3387 °C), de mais alta resistência à tração (4200 N/mm²), de mais
baixo coeficiente de dilatação térmica (4,4x10
-6
mm/mm°C). Em função destas
características e pela inexistência de cadinhos que suportem a temperatura de 3387
°C ocorreu à necessidade do surgimento da técnica de sinterização e o
25
desenvolvimento da denominada metalurgia do pó. O metal duro apresenta uma
altíssima resistência à compressão, dureza de 9,7 na escala Mohs (para fins de
comparação, equivale a 2000 Brinell = 76 a 78 Rockwell C), mantendo elevada
dureza até cerca de 1000 °C, a densidade é da ordem de 14 kg/dm³, apresenta
notável resistência à compressão: cerca de 3.500 N/mm² e elevada condutividade
térmica (8 a 20 vezes a do aço) (MACHADO; SILVA, 2004).
O metal duro é composto de partículas duras finamente divididas de
carbonetos de metais refratários intimamente misturados na forma de pós e
submetidos a um processamento que compreende as seguintes etapas: obtenção de
pós metálicos, mistura dos pós, compressão, sinterização e controle físico final do
material, resultando em um produto completamente consolidado. Este material
sofreu uma série de evoluções e melhoramentos, sob o ponto de vista de
aplicabilidade às diversas ligas metálicas e com o objetivo de aumentar a velocidade
de corte. Os primeiros tipos de metal duro apresentavam apenas carboneto de
tungstênio e cobalto (WC + Co), que se destacavam na usinagem de materiais de
cavaco curto. Porém, apresentavam resultados poucos satisfatórios quando
usinavam materiais que formavam cavacos longos devido a um fenômeno chamado
de craterização, que é um tipo de desgaste que ocorre geralmente na superfície de
saída da ferramenta. Graças ao trabalho de inúmeros especialistas, surgiram as
chamadas classes de metais duros mais complexas, contendo além de carboneto de
tungstênio e cobalto, outros carbonetos, como de tântalo, nióbio e titânio, que
permitiram a usinagem de cavacos longos e a utilização de velocidades de corte
superiores a 300 m/min (FERRARESI, 2003).
Segundo Machado e Silva (2004), as razões para o aumento da resistência à
craterização destas ferramentas quando na usinagem de materiais que produzem
cavacos longos são:
1. Os carbonetos adicionados têm maiores durezas que o WC;
2. A solubilidade dos carbonetos adicionados, em particular no ferro, é muito
menor que o WC, o que inibe a difusão;
3. A estabilidade dos carbonetos adicionados é maior que os WC. Isto promove
maiores dificuldades de dissolução e difusão desses elementos.
26
O tamanho das partículas dos carbonetos varia entre 0,1 a 10 μm e ocupam de
60 a 95% do volume do material. O metal aglomerante é, na grande maioria das
vezes, o cobalto, pois este é o melhor metal aglomerante de partículas de carboneto
de tungstênio (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003). Sua função é ligar as
partículas dos carbonetos, sendo, em conseqüência, responsável pela tenacidade
do material. Admite-se ainda níquel e ferro como agentes aglomerantes, porém com
resultados inferiores (MACHADO; SILVA, 2004).
A dureza em altas temperaturas e a tenacidade são propriedades requeridas
por qualquer material utilizado em ferramentas de usinagem, e estas características
são encontradas no metal duro. Têm-se metais duros com elevada capacidade de
resistência ao choque, como também metais duros com alta resistência ao desgaste
e elevada dureza a quente. Outra característica relativa ao metal duro é seu
coeficiente de dilatação térmica, que é cerca de metade do valor do coeficiente do
aço, em temperaturas desde a ambiente até 675 °C. Parâmetros que são
normalmente controlados, nos metais duros sem revestimento, são a porosidade e a
microestrutura, pois afetam a capacidade de corte. Entretanto, atualmente, o metal
duro com cobertura tem ocupado grande parte do mercado do sem cobertura, sendo
este geralmente utilizado somente para usinagem do alumínio e para operações
especiais (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
Ferramentas de metal duro são usadas com sucesso em torneamento,
fresamento, alargamento, mandrilamento, furação, aplainamento e serramento. As
brocas fabricadas integralmente em metal duro possibilitam alto rendimento mesmo
em operações de usinagem difícil, desde que utilizadas em condições de corte
satisfatórias (REIS et al., 2005).
A utilização de ferramentas de metal duro exige máquinas com velocidades e
rigidez maiores por resistirem a temperaturas maiores que qualquer aço rápido
(DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
Quando é introduzido TaC (com ou sem nióbio), melhora-se a tenacidade. A
substituição do TiC pelo TaC, por sua vez, não traz vantagens para a capacidade de
corte. Porém, o aumento simultâneo destes dois carbonetos produz melhores
resultados, devido à dureza a quente destas duas composições. Quanto maior a
quantidade de cobalto, menor a quantidade de carbonetos e com isso a tenacidade
27
aumenta (medida pela resistência à ruptura transversal) (DINIZ; MARCONDES;
COPPINI, 2003). É importante também o conhecimento da porosidade do material,
pois quanto mais denso o material (isento de poros) melhores serão suas
propriedades mecânicas (FERRARESI, 2003).
Para os metais duros que contém apenas WC + Co + TiC, à medida que
aumenta a quantidade de TiC, a densidade cai e a dureza aumenta (Ibidem).
O metal duro é classificado em três grupos designados pelas letras P, M e K.
Existe ainda uma subdivisão dentro de cada um desses grupos (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2003).
Grupo P: metais duros de elevado teor de TiC + TaC que lhes confere elevada
dureza a quente e resistência ao desgaste. Por isso é indicado para materiais que
produzem cavacos contínuos, pois formam uma grande área de atrito na superfície
de saída da ferramenta, desenvolvendo altas temperaturas de corte e tendendo a
desgastar bastante por craterização. Normalmente, aços, materiais dúcteis em geral,
aço fundido, ferro fundido maleável, nodular ou ligado.
Grupo K: foi o primeiro a ser desenvolvido. O metal duro desta classe é
composto de carbonetos de tungstênio aglomerados com cobalto. Por não ser
resistente ao desgaste de cratera são indicados para usinagem de materiais frágeis,
pois formam cavacos curtos, e não atritam muito com a superfície de saída da
ferramenta. Normalmente, ferros fundidos, latões, ferro fundido comum e coquilhado,
ferros fundidos maleáveis de cavaco curto, aços temperados, não ferrosos, não
metálicos e madeira.
Grupo M: é um grupo de propriedades intermediárias, sendo utilizadas em
aplicações múltiplas. Utilizado normalmente para usinagem de aços inoxidáveis, aço,
aço fundido, aço ao Mn, ferros fundidos ligados, ferro fundido maleável e nodular e
aços de corte fácil.
A classe K ficou também conhecida como a classe dos não ferrosos devido ao
fato dos carbonetos adicionados às classes P e M terem maior afinidade com os não
ferrosos que os carbonetos de tungstênio da classe K. Neste caso, a designação de
classe dos cavacos curtos não se refere aos não ferrosos, pois a maioria deles
formam cavacos longos (alumínio, cobre, titânio, níquel entre outros.) (MACHADO;
SILVA, 2004).
28
Num sistema de cores de especificação couberam aos grupos das classes K, P
e M, as cores vermelha, azul e amarela, respectivamente.
De acordo com Machado e Silva (2004) a subclassificação dentro de cada
classe da ISO depende principalmente de:
a) Composição química da ferramenta, incluído qualidade e quantidade de
cobalto;
b) Tamanho dos grãos dos carbonetos. Quanto mais finos os carbonetos,
maior a tenacidade da ferramenta, aliada a uma maior dureza média.
Recentemente, os fabricantes incorporaram em seus catálogos novas classes
para identificar mais especificamente a aplicação dos metais duros. São elas: (i) a
classe N (com subclasses de N01 a N30) usina metais e ligas não ferrosas,
principalmente cobre e alumínio e no sistema de cores de especificação a coloração
padrão é verde; (ii) a classe S (com subclasses de S01 a S30) usina superligas ou
ligas resistentes ao calor como ferro, titânio, níquel e cobalto e sua coloração padrão
é alaranjado; (iii) a classe H (com subclasses de H01 a H30) é para os aços
endurecidos como aços fundidos e temperados e tem a cinza como coloração
padrão. Esta nova classificação retirou da classe K o rótulo de classe dos não
ferrosos (MACHADO; SILVA, 2004).
Essa classificação não é mais baseada em composição química, mas na
aplicação do material. Pode-se dizer, porém, que a classe N tem composição similar
a K, a classe S tem composição similar a M e que a classe H tem composição similar
a P (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
Na prática, entretanto, essa classificação, que considera a composição química
e as propriedades de dureza e tenacidade, está deixando de ser adotada, sendo
substituída por uma classificação específica dos diversos fabricantes de metal duro.
Assim, um determinado produto pode cobrir uma vasta faixa de classificação com
resultados satisfatórios (MACHADO; SILVA, 2004).
As ferramentas de metal duro convencionais não devem usinar materiais com
dureza acima de 45 HRc. Para materiais com dureza superior a essa, utiliza-se
metais duros com micro-grãos, mas em condições específicas como, por exemplo,
29
em fresamentos com pequena penetração de trabalho (DINIZ; MARCONDES;
COPPINI, 2003).
Outros fatores, além do tipo de cavaco, que influem na seleção do metal duro
para uma determinada aplicação de usinagem são (FERRARESI, 2003):
a) Tipo de operação de usinagem: cortes com grandes avanços ou
interrompidos, criam tensões elevadas, exigindo emprego de classes
com maior tenacidade, isto é, com maior teor de cobalto;
b) Velocidade de corte: à medida que aumenta a velocidade de corte,
maior será a temperatura na aresta de corte, e isso exige classes com
maior resistência ao calor e à abrasão;
c) Condições da máquina ferramenta: quanto menos rígidas, menos
potentes e mais usadas, recomenda-se o uso de ferramentas mais
tenazes, embora reduzindo a vida útil da ferramenta.
2.2.1. Ferramentas de metal duro revestidas
Hoje, dentre todo metal duro utilizado na indústria, a porcentagem de metal
duro revestido é muito grande (próximo de 90%) (MACHADO; SILVA, 2004).
Atualmente existe uma grande quantidade e variedade de ferramentas de metal
duro revestido oferecido por fabricantes. Há mais classes de metal duro revestido
do que sem revestimento, e esses revestimentos podem ser aplicados em substratos
de quaisquer classes de metais duros.
Um fator que contribui bastante para o crescimento da utilização de
ferramentas de metal duro revestidas é o maior domínio das técnicas de
revestimento.
Dois tipos de processos podem ser utilizados para revestir os metais duros: o
PVD (Phisical Vapour Deposition ou deposição física de vapor) e o CVD (Chemical
Vapour Deposition ou deposição química de vapor).
30
O PVD, é utilizado normalmente em aços rápidos em temperaturas na faixa de
450 a 500°C, mas também é aplicado em ferramentas de metal duro. Este processo
é realizado em uma câmara de vácuo em presença de argônio (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2003).
O revestimento em ferramentas de metal duro é hoje mais frequentemente
aplicado pelo processo de CVD. Para ilustrar o processo, tome-se como exemplo o
revestimento de uma camada de TiC, para isso vaporiza-se uma mistura de
tetracloreto de titânio (TiCl
4
) e metano (CH
4
). Essa mistura é colocada em um forno
com uma atmosfera protetora de hidrogênio (para evitar a formação de óxidos, que
reduzem a aderência do revestimento) entre 900 e 1100°C e pressão levemente
negativa. Neste ambiente ocorre uma reação química que resulta em vapor de TiC,
que, por sua vez, se condensa sobre o metal duro formando a camada de
revestimento (STEMMER, 2005).
Geralmente as ferramentas revestidas pelo processo de CVD têm tenacidade
menor se comparadas com ferramentas revestidas pelo processo de PVD com o
mesmo substrato. Isto limita um pouco as ferramentas revestidas pelo processo de
CVD em determinadas aplicações como, por exemplo, em cortes interrompidos
(MACHADO; SILVA, 2004).
Os materiais mais utilizados para revestir metais duros são o carboneto de
titânio (TiC), óxido de alumínio (Al
2
O
3
), nitreto de titânio (TiN) e carbonitreto de
titânio (TiCN) (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
A finalidade principal destas camadas é aumentar a resistência ao desgaste da
superfície que entra em contato com o cavaco, sendo que o núcleo permanece com
a tenacidade característica do metal duro. Assim, consegue-se, aumentar a vida da
ferramenta e diminuir-se os esforços de corte (Ibidem).
Os revestimentos podem ser uma única camada de TiC, ou mais comum, triplo
revestimento de TiC, TiCN e TiN e TiC, Al
2
O
3
e TiN, mas este número de camadas
pode chegar a 12 (MACHADO; SILVA, 2004).
Cada camada tem uma função específica e a associação de diferentes
camadas confere a ferramenta excelentes características.
31
Normalmente o TiC é utilizado na primeira camada devido a melhor afinidade
com o substrato e é um dos mais duros revestimentos utilizados.
O Al
2
O
3
reduz sua condutividade térmica com o aumento da temperatura. Além
disso, apresenta uma boa resistência ao desgaste.
No revestimento, ao contrário do substrato, quanto menor a condutividade
térmica melhor, pois menor será a quantidade de calor que chegará ao substrato.
Para o substrato quanto maior a condutividade térmica melhor, pois o calor que
chega será mais rapidamente dissipado (MACHADO; SILVA, 2004).
O TiN e o TiCN normalmente ficam na camada externa por proporcionar baixos
coeficientes de atrito entre a ferramenta e o cavaco, e diminuírem a tendência de
adesão característica dos materiais ferrosos.
Um outro revestimento que vem sendo utilizado em metais duros é o nitreto de
alumínio-titânio (TiAlN). Este revestimento tem se mostrado excelente para a
usinagem de ferros fundidos e superligas de níquel. Para realizar o revestimento
com este material utiliza-se o processo PVD, pois este propicia uma camada mais
fina e, assim, arestas mais afiadas, o que é importante quando se deseja melhores
acabamentos superficiais e/ou quando se usina materiais muito dúcteis, como o
alumínio e o aço inoxidável austenítico (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
Já existem no mercado ferramentas de metal duro revestidas com diamante
policristalino (PCD) obtidas pelo processo de CVD. São aplicadas para desbaste de
materiais não ferrosos, como o alumínio, plásticos e compósitos (Ibidem).
2.3. Furação profunda
O processo de furação é realizado sob condições relativamente severas,
podendo-se destacar (CASTILLO, 2005):
a) A velocidade de corte não é uniforme, variando de zero no centro do furo
até máxima na periferia;
b) O processo de geração de cavaco é de difícil observação;
32
c) O fluido de corte, que deve atuar como refrigerante, lubrificante e meio
de transporte de cavacos, chega com dificuldade ao gume da
ferramenta, onde é mais necessário;
d) Há uma distribuição inadequada de calor na região de corte e ocorrem
atrito e desgaste pronunciado nas quinas com cantos vivos (STEMMER,
2005).
Os furos são classificados em curtos ou profundos dependendo da sua relação
comprimento x diâmetro. Consideram-se profundos os furos com esta relação maior
que cinco (L/D>5) (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003). Quando é ultrapassado
esse limite, fica mais difícil quebrar e extrair cavacos, ocorrendo aquecimento
acentuado durante o processo e danos às paredes do furo.
A furação profunda é uma operação bastante complexa e severa. Durante
qualquer processo de furação, a ferramenta que produz os furos, seja qual for o
método ou tipo de broca, deve, ao mesmo tempo, quebrar e extrair os cavacos o
mais rápido possível. Este tipo de situação é agravada na furação profunda, pois
mecanicamente a formação do cavaco e seu escoamento é pior. Além disso, a
furação profunda também necessita de uma boa lubrificação na região de corte, o
que só é obtido em condições especiais (FERRARESI, 2003).
Todos esses fatores justificam a dificuldade de obtenção das formas,
atendimento das tolerâncias geométricas e da qualidade superficial requerida em
muitos processos.
Fatores que limitam os processos de furação profunda são: (i) usinabilidade do
material da peça; (ii) estabilidade da ferramenta e da máquina; (iii) repetibilidade da
máquina ferramenta; (iv) composição do fluido de corte; (v) material da ferramenta.
Para processos com L/D>5, o uso de brocas convencionais pode ser feito,
desde que sejam realizados ciclos de reversão do avanço para retirada dos cavacos
dos canais de saída.
Para processos onde L/D>>5 necessita-se utilizar brocas especiais. Destaque
para (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003):
33
a) Broca canhão com remoção externa de cavaco: destinadas a furação
de diâmetros de 3 a 20mm. Conseguem realizar furos com L/D até 125
com qualidade IT9;
b) Brocas canhão com remoção interna de cavacos (brocas BTA):
destinadas a realização de furos com diâmetro de 18 a 64mm. A
profundidade somente é limitada pelo equipamento. Consegue realizar
furos com qualidade IT10;
c) Brocas EJECTOR: sua cabeça é idêntica à da broca BTA. Difere desta
apenas pelo sistema de retirada de cavaco. Sua aplicação e qualidade
do furo são idênticas às da broca BTA.
A falta de retilineidade é outro grande problema da furação principalmente da
profunda, devido à flexibilidade da broca e da ação deficiente de centragem das
guias (STEMMER, 1995).
Em geral, a melhor retilineidade é conseguida se a ferramenta e a peça
girarem. Já a pior condição se obtém quando a ferramenta é dotada de rotação e a
peça fica parada, sendo esta a condição de usinagem mais comum (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2003).
Ainda de acordo com estes autores, durante o processo de furação as
seguintes resistências podem estar presentes:
a) Resistência devido ao corte nas duas arestas principais;
b) Resistência devido ao atrito das duas guias com a parede do furo, e entre as
superfícies de saída da broca e o cavaco.
As superfícies de saída e de entrada do furo devem ser normais ao eixo da
broca, pois se a entrada for inclinada a broca tenderá a escapar e se a saída for
inclinada, aparecerá uma resultante radial diferente de zero que fará com que a
broca seja induzida a desviar produzindo furos descentralizados ou possivelmente
ocasionando a quebra da broca (STEMMER, 1995).
O incremento do avanço facilita a quebra do cavaco e, conseqüentemente, a
remoção do cavaco de dentro do furo, mas existe um limite para o aumento do
avanço, onde acima deste valor pode ocorrer a quebra da broca ou a paralisação do
avanço da máquina.
34
O ângulo de saída das brocas helicoidais diminui no sentido da periferia para o
centro, tornando-se bastante negativo próximo ao centro. Este fato associado aos
baixos valores de velocidade de corte faz com que as condições nesta região sejam
bastante desfavoráveis.
Por este motivo, a força de avanço é alta, e gera flexão e flambagem na
ferramenta, podendo se estender ao eixo árvore para máquinas pouco rígidas
ocasionando erros de forma e posição no furo. Outra conseqüência relevante é que,
em materiais dúcteis, no centro do furo ocorre encruamento o que faz aumentar
ainda mais a força de avanço necessária (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
2.4. GENERALIDADES SOBRE BROCAS HELICOIDAIS
As brocas são classificadas pelo seu diâmetro externo que deve estar dentro
do campo de tolerância h8, por exemplo, para brocas com diâmetro externo maior
que três e menor ou igual a seis (3 < Ø 6) equivale aos limites de tolerância
0,018
0
.
As partes constituintes de uma broca helicoidal e a descrição das principais estão
mostradas na Figura 2.1.
Figura 2.1 – Broca helicoidal com haste cônica
Fonte: Castillo (2005).
Canais helicoidais: são as superfícies de saída da ferramenta e são destinadas
à remoção dos cavacos. O comprimento do canal helicoidal depende do diâmetro da
broca e da profundidade do furo (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
35
Arestas principais de corte: as arestas agem diretamente no corte do material.
As duas arestas principais de frente são paralelas entre si e vistas de lado formam o
ângulo de ponta (STEMMER, 1995).
Gume transversal: é a aresta que une os dois gumes principais. Seu
comprimento depende do diâmetro do núcleo.
Guias: servem para diminuição do atrito da ferramenta com a parede do furo,
reduzindo a superfície de contato e direcionando o trabalho da broca (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2003).
Haste: tem a função de fixar a broca ao porta-ferramenta, podendo apresentar-
se na forma cônica ou cilíndrica (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
Núcleo: confere rigidez à broca e possui espessura de aproximadamente 0,16D
(DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003).
2.5. Influência da geometria no desempenho da ferramenta
Para cada operação de furação, existe uma geometria ótima para emprego da
broca (SWINEHART, 1969). Na Figura 2.2, pode-se ver os ângulos que compõem a
geometria da cunha de corte de uma broca helicoidal.
Figura 2.2 - Geometria da cunha de uma broca helicoidal
Fonte: Chen e Liao (2003).
36
a) É o ângulo formado pelas duas arestas principais de corte (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2003).
De acordo com Stemmer (2005) o ângulo de ponta tem as seguintes funções:
a.1 Altera a espessura do cavaco e aumenta o comprimento atuante do
gume. Com o aumento do ângulo de ponta para o mesmo avanço, a
espessura de cavaco diminui;
a.2 Com o aumento do ângulo de ponta, aumenta-se também a resistência
mecânica e a dissipação de calor;
a.3 É responsável pelas forças passivas que ajudam a eliminar eventuais
vibrações;
a.4 Influencia na direção de saída do cavaco.
Haq et al. (2008) objetivando otimizar um processo de furação de um
compósito baseado em uma liga de alumínio com 10% de carbonetos de silício,
utilizando uma furadeira radial e brocas de aço rápido com ângulos de ponta de 90°,
115° e 140°, verificaram que o ângulo de ponta é um fator muito importante para a
furação. Especial importância foi dada a ferramenta com ângulo de 90° devido ao
seu excelente desempenho para rugosidade, força de corte e torque, com a
utilização de baixa velocidade de corte (87,96 m/min).
Um ângulo de ponta maior dificulta ainda a centragem da broca, isto é, dificulta
a repetibilidade de posicionamento da ponta da broca sobre a peça. Todavia, um
grande ângulo de ponta permite, algumas vezes, o aumento do avanço, reduzindo
com isto o tempo de usinagem. Um ângulo de ponta menor torna o cavaco mais fino
e largo (CASTILLO, 2005).
Para furação de alumínio o ângulo de ponta normalmente empregado tem
valores entre 118° e 140°, mas esse valor pode chegar a 150° para furação de
chapas finas ou até 90° para usinagem de ligas com teor de silício acima de 12%
(WEINGAERTNER; SCHROETER, 1991).
Com o aumento do ângulo de ponta, o torque diminui até certo ponto, mas a
força axial aumenta e muitas vezes é acompanhada de intensa vibração. Com seu
aumento também diminui a vida da ferramenta (SWINEHART, 1969).
37
O melhor ângulo de ponta está muito relacionado ao tipo de material. Quanto
mais frágil menor o ângulo.
b) O ângulo de incidência ou de folga α, tem a função de diminuir a fricção
entre o flanco principal e a peça, reduzindo o calor e, conseqüentemente, o
desgaste. A seleção de um bom ângulo de incidência depende basicamente das
propriedades do material usinado e das condições de corte.
Um ângulo de incidência grande geralmente é usado para materiais dúcteis.
Entretanto, o principal fator que governa a escolha do ângulo de incidência é o
avanço (SWINEHART, 1969).
Se o ângulo de incidência é muito pequeno, o gume pode não penetrar de
forma conveniente na peça e com isso aumentar o desgaste da ferramenta devido
ao forte atrito e superaquecimento da ferramenta. Se o ângulo for muito grande, o
gume pode sofrer avarias como quebra ou lascamento em virtude do apoio
deficiente (CASTILLO, 2005).
Em ligas de alumínio dúcteis, o ângulo de incidência pode ser de 17°. Já para
as ligas mais resistentes e com alto teor de silício o ângulo de incidência varia entre
12° e 15° (WEINGAERTNER; SCHROETER, 1991).
Chen e Liao (2003), em ensaios preliminares de furação de uma liga Inconel
718 utilizando uma broca de metal duro com revestimento de TiAlN e ângulos de
ponta variando entre 120° e 145° e de incidência variando entre 6° e 14°, mostraram
a influência destes ângulos, determinando o melhor valor para este caso. Pode-se
ver na Figura 2.3 o número de furos realizados com os diferentes ângulos de ponta e
de incidência.
c) O ângulo do gume transversal ψ é o menor ângulo formado entre os gumes
principais e o gume transversal. Este ângulo é determinado pelo ângulo de
incidência (STEMMER, 2005).
O gume transversal pode ser responsável por metade da força axial na furação
e por isso dever ser mantido tão pequeno quanto possível. A maioria das brocas é
confeccionada com seu núcleo crescente na direção da haste, fazendo com que
reafiações sucessivas aumentem o tamanho do gume transversal (BORK, 1995).
38
Figura 2.3 – Vida da ferramenta com (a) em função do ângulo de ponta (b) em
função do ângulo de incidência
Fonte: Chen e Liao (2003).
O gume transversal é a área da ponta da broca que provoca imprecisão
dimensional no furo, e cria uma tendência de deslocamento da ponta da ferramenta
sobre a superfície da peça no início do processo, dificultando, com isso, o
posicionamento da mesma (SALAMA; ELSAWY, 1996).
Em decorrência do ângulo de saída ser negativo nessa região, praticamente
não há corte e sim deformação plástica. O material é extrudado na direção das
parcelas cortantes do gume principal, contribuindo substancialmente para o aumento
da força de avanço (PIRTINI; LAZOGLU, 2005).
d) O ângulo de saída varia desde um valor negativo no centro da broca a um
valor igual ao ângulo de hélice na periferia, fazendo com que o material seja
removido em diferentes condições. Quanto menor o avanço, maior poderá ser o
ângulo de saída. Maiores avanços provocam cortes mais pesados (CASTILLO,
2005).
39
É importante ressaltar que ângulos de saída negativos não combinam com
velocidade de corte baixa, pois isso diminui a ação do corte, levando a extrusão do
material. E é exatamente esta condição que é encontrada no centro da broca.
O ângulo de hélice é formado entre o eixo da broca e uma reta tangente à
hélice. Este exerce influência na capacidade de penetração da ferramenta e no
espaço para comportar os cavacos (OLIVEIRA, 2008).
Classificam-se três tipos de broca quanto ao ângulo de hélice:
Tipo N: tem ângulo de hélice variando de 18° a 30° e é utilizado para aços
ligados e não ligados, ferro fundido cinzento e maleável e ligas de alumínio de
cavacos curtos;
Tipo H: tem ângulo de hélice entre 10° e 15°, é utilizado para materiais duros e
frágeis como ferro fundido com dureza superior a 240 HB;
Tipo W: para materiais moles com cavacos longos, seu ângulo de hélice está
entre 35° a 45°.
A Figura 2.4 mostra os tipos de broca quanto ao ângulo de hélice.
Figura 2.4 – Tipos de broca quanto ao ângulo de hélice
Fonte: Adaptado de Weingaertner e Schroeter (1991).
e) O ângulo de cunha β é o ângulo entre a superfície de incidência e de saída.
É responsável pela resistência da aresta principal.
f) O raio de quina r
tem o objetivo de reforçar a quina. Possibilita a redução
na espessura do cavaco, a diminuição da pressão específica de corte e a redução
40
da geração de calor na quina da broca. No entanto, o raio de quina, pode induzir
vibrações devido ao aumento da área de contato da peça com a ferramenta.
2.5.1. Afiações especiais da ponta da broca
Uma geometria adequada de afiação da ponta da broca melhora a qualidade
dos furos e reduz a força de avanço. Os tipos mais importantes de afiação para
brocas helicoidais são (STEMMER, 1995):
a) Afiação cruzada: no lugar do gume transversal formam-se dois novos
gumes principais que provocam um efeito autocentrante. Consiste em retificar um
plano inclinado nos flancos da ferramenta, eliminando totalmente ou parcialmente o
gume transversal. Este tipo de afiação é utilizado normalmente para furação
profunda;
b) Correção do ângulo de saída com diminuição da aresta transversal:
para reduzir a força de avanço, retifica-se uma reentrância na ponta da broca,
reduzindo o gume transversal e, simultaneamente, corrigindo o ângulo de saída.
Tem o objetivo de diminuir o esforço axial na ferramenta e melhorar as condições de
corte;
c) Afiação de ponta secundária: além do ângulo de ponta, usualmente igual
a 118°, retifica-se uma segunda ponta com ângulo entre 80° e 90°. O objetivo é a
redução do aquecimento nas partes mais externas dos gumes, onde a velocidade de
corte é mais elevada;
Este tipos de afiações podem ser observados na Figura 2.5.
Figura 2.5 – Tipos importantes de afiação para brocas helicoidais
Fonte: Adaptado de Oliveira (2008).
41
d) Afiação com ponta de centragem: é utilizada para furação de chapas. O
ângulo de ponta varia de 150° a 180°, dependendo da espessura da chapa. É
empregado em furações de pouca profundidade (L/D<2).
2.6. Forças na furação
Com o objetivo de analisar a operação de corte, certas observações devem
ocorrer durante o processo. Uma das formas mais importantes de avaliar o processo
de usinagem durante a operação de corte é a determinação das componentes de
força (SHAW, 2005).
Forças de usinagem podem ser medidas de duas formas: (i) a direta; e (ii)
indiretamente (CHILDS et al., 2000).
As medições diretas são feitas utilizando dinamômetros que fornecem sinais
elétricos proporcionais às forças aplicadas. Essas medições são utilizadas quando é
necessário saber com precisão a magnitude e a direção das forças.
As medições indiretas envolvem a dedução do comportamento da máquina
ferramenta. Por exemplo, a potência usada pelo motor do eixo principal pode ser
correlacionada com a força principal de corte ou com o torque. Particularmente, em
máquinas com CNCs, métodos indiretos podem ser utilizados para determinar as
forças ativas. Estes métodos são menos precisos que os diretos, mas podem ser
suficientes para monitorar o comportamento da ferramenta de corte durante a
ocorrência do processo de usinagem.
As forças de usinagem que agem em uma broca helicoidal durante o processo
de corte podem ser divididas em três componentes, quais sejam: Força de corte F
c
,
Força de avanço F
f
e força passiva F
p
. A Figura 2.6 mostra estas forças.
A força de corte F
c
está relacionada diretamente à resistência do material ao
corte, tendo grande influência sobre o momento torçor.
A força de avanço F
f
é decorrente da atuação do gume transversal de corte e
da resistência à penetração do material usinado.
42
Figura 2.6 – Componentes da força de usinagem
Fonte: Adaptado de Stemmer (2005).
A Força passiva F
p
atua em uma parcela do gume principal. As forças passivas
atuantes nos gumes tendem a se anular mutuamente. É desprezível quando
comparada com as forças de corte e de avanço.
O momento torçor para furação em cheio vale:
M
t
=
F
c
D
2000
[Nm]
2
(2.1)
Onde F
c
é a força de corte em [N] e D é o diâmetro da broca em [mm].
A potência de corte pode ser calculada pela seguinte relação (STEMMER,
2005):
P
c
=
M
t
n
9549
kW
3
(2.2)
Onde n é o número de rotações.
2.7. Avarias e desgaste da ferramenta
O dano à ferramenta pode ser classificado em dois grupos: desgaste e avaria.
O desgaste é caracterizado pela perda de material em pequena quantidade podendo
2
M
t
= F
c
r =
F
c
D
2
, sendo D em [mm] temos M
t
=
F
c
D
2000
[Nm]
3
P = FV sendo por convenção a velocidade em [m/min] temos P =
FV
60
[W], logo P =
FV
60000
[kW]. A velocidade de corte é V =
Dn
1000
. Assim P =
F
Dn
1000
60000
=
FD
2000
2n
60000
=
M
t
n
9549
.
43
ser no nível molecular ou atômico de modo progressivo e contínuo. A avaria, por sua
vez, ocorre em grande quantidade e de forma súbita (CHILDS et al., 2000).
Não existe nenhum material de ferramenta que suporte integralmente por muito
tempo os efeitos inerentes ao processo de usinagem. As ferramentas de corte
devem suportar muita fricção, tensões normais e altas temperaturas. Na usinagem o
modo de dano à ferramenta e a taxa de desgaste são muito sensíveis às mudanças
das condições de corte. O desgaste da ferramenta pode não ser evitado, mas pode
ser reduzido se os mecanismos de sua ocorrência forem bem entendidos (CHILDS
et al., 2000).
A literatura apresenta variações na classificação dos mecanismos de desgaste
(MACHADO; SILVA, 2004). Grande parte dos autores considera os seguintes:
a) Desgaste frontal (ou de flanco): ocorre na superfície de incidência da
ferramenta devido ao contato entre esta e a peça. Todos os processos de usinagem
provocam desgaste frontal, e este é intensificado pelo aumento da velocidade de
corte;
b) Desgaste de cratera: este tipo de desgaste só ocorre na superfície de saída
e é causado pelo atrito do cavaco com a ferramenta. Quando este tipo de desgaste
se encontra com o desgaste frontal ocorre à quebra da ferramenta;
c) Deformação plástica da aresta de corte: é um tipo de avaria que ocorre
devido à sobreposição dos efeitos da pressão aplicada à ponta da ferramenta e as
altas temperaturas nesta região. O crescimento desta, além de piorar o acabamento
superficial, pode gerar a quebra da aresta de corte. Pode ser evitada pela escolha
adequada da geometria da ferramenta;
d) Lascamento: ocorre em materiais frágeis, e diferentemente dos desgastes
frontal e de cratera que retiram pequenas partículas continuamente, retira partículas
maiores de uma só vez. Pode ser eliminado pelo uso adequado do ângulo de
incidência;
e) Trincas: este tipo de avaria é causado pela variação de temperatura que
ocasiona fadiga térmica e ou esforços mecânicos. Quando tem origem térmica
ocorrem perpendicularmente à aresta de corte. Quando tem origem mecânica,
devido, por exemplo, ao corte interrompido, são paralelas à aresta.
44
O desgaste de flanco está presente em todas operações de corte. É o tipo de
desgaste de ferramentas que é mais conhecido e também é relativamente fácil de
ser medido. Para vários tipos de ferramentas, a largura do desgaste de flanco é
adequada para pré-determinar a vida da ferramenta (SIHVO; VARIS, 2008).
O desgaste pode ser medido diretamente em uma ferramenta (método de
monitoramento direto), por exemplo, na troca de peças em uma máquina. Este
método de visualização da condição da ferramenta é usado especialmente durante
testes de furação geralmente realizados em laboratório, por exemplo, quando se
testam brocas com diferentes geometrias, ou revestimentos ou novos parâmetros de
corte. O desgaste da ferramenta também pode ser correlacionado com as forças de
corte. Contudo, se gasta muito tempo medindo todas as formas de desgaste e
também é trabalhoso extrair conclusões dos resultados dos testes quando ocorrem
muitos tipos de desgaste. Além disso, é difícil definir a freqüência com que a
ferramenta deve ser medida, mas apesar disso a medição do desgaste da
ferramenta tem sido o melhor método para monitorar os testes de furação (SIHVO;
VARIS, 2008).
Os esforços do gume transversal podem causar lascamentos e,
conseqüentemente, destruição do gume transversal. Já nas quinas o desgaste
predominante ocorre devido às solicitações térmicas decorrentes da velocidade de
corte e ao calor gerado pelo atrito dos cavacos contra a superfície de saída. Nas
guias o desgaste ocorre devido ao atrito da ferramenta contra a superfície do furo
(CASTILLO, 2005).
O desgaste total que ocorre na superfície de contato da ferramenta, que no
caso é a superfície de incidência, é a sobreposição dos efeitos dos mecanismos de
desgaste separados. Entretanto, um mecanismo entre os demais prevalece
dependendo das condições de corte, do material da ferramenta e do material de
trabalho (ARSECULARATNE; ZHANG; MONTROSS, 2006).
Como será mostrado na próxima seção, o desgaste de flanco é causado
basicamente por abrasão e pelo desprendimento da Aresta Postiça de Corte (APC),
enquanto o de cratera ocorre devido a outros tipos de desgaste, como por exemplo,
difusão, desgaste de entalhe, aderência e à oxidação.
45
2.8. Causas do desgaste de ferramentas
Como fatores principais pode-se citar (STEMMER, 1995):
a) Abrasão: é o desprendimento de pequenas partículas devido às altas
pressões e temperaturas que ocorrem entre a peça e a ferramenta. O aumento da
velocidade de corte tende a aumentar esse fenômeno. A resistência à abrasão
depende basicamente da dureza do material da ferramenta;
b) Aderência: ocorre entre as asperezas superficiais da ferramenta e o
material da peça. Ocorre, também, devido as altas temperaturas e pressões
presentes na região de corte, com o agravante que a superfície do cavaco recém
arrancado, apresenta-se sem camadas protetoras de óxido e, portanto, é
quimicamente muito ativo. A forma mais evidente de aderência é o gume postiço,
que é formado por partículas que se soldam na superfície de saída da ferramenta, e
devido ao elevado grau de encruamento a que são submetidas são duras e
resistentes. A aresta postiça dificulta o deslizamento do cavaco, aumentando o
coeficiente de atrito na superfície de saída e provocando um maior recalque do
cavaco. Quando ocorre o desprendimento destas partículas, ocorre o desgaste
abrasivo no flanco. Em velocidades de corte elevadas, a temperatura pode
recristalizar o material aderido, fazendo com que o material da ferramenta, muito
mais resistente ao calor, não seja afetado;
c) Difusão: ocorre a elevadas temperaturas quando as moléculas adquirem
certo grau de mobilidade e é intensificado quando a ferramenta e o material da peça
possuem elementos com afinidade química. Para ferramentas confeccionadas em
aço rápido este tipo de fenômeno não ocorre devido a faixa de temperatura de
ocorrência da difusão ser maior que a de amolecimento da ferramenta. Já nos
metais duros pode ocorrer migração de componentes entre o material da peça e da
ferramenta, mudando a estrutura ou dissolução de carbonetos no cobalto, em
temperaturas entre 700 e 1300 °C;
d) Desgaste químico e eletrolítico: são causados pela interação entre a peça e
a ferramenta. Pode ser ativado pela ação do fluido de corte e pela corrosão
galvânica;
46
e) Oxidação: ocorre a altas temperaturas quando compostos são gerados
devido ao ar e ao próprio fluido de corte. A ferramenta ou o próprio material da peça
podem estar oxidados e este material é levado pelo cavaco durante a usinagem. A
oxidação muitas vezes é responsável pelo desgaste do gume secundário e desta
forma afeta diretamente a qualidade das superfícies usinadas e, em conseqüência, a
vida da ferramenta (CASTILLO, 2005).
As principais causas estão mostradas na Figura 2.7.
Figura 2.7– Principais causas de desgaste de ferramentas
Fonte: Vieregge (1970) apud Machado e Silva (2004).
Childs et al (2000) classificam três causas básicas responsáveis pelos danos
em ferramentas, quais sejam: (i) Danos a ferramenta devido à adesão; (ii) os
causados por origem mecânica; e (iii) danos de origem térmica. Os danos causados
por origem mecânica são avarias ou desgastes. Nesta categoria se inclui a abrasão.
Por sua vez, os danos de origem térmica incluem a difusão, o desgaste por corrente
elétrica e a oxidação, pois estes são fenômenos intensificados pelo aumento da
temperatura.
47
2.9. Vida útil da ferramenta
A vida de uma ferramenta é determinada pelo tempo em que a mesma trabalha
efetivamente, sem perder sua capacidade de corte ou até atingir um critério de vida
previamente estabelecido (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2003). O término de
vida útil de uma ferramenta de corte é definido pelo nível de desgaste estabelecido.
O nível de desgaste depende de vários fatores, dentre os quais se podem citar
(MACHADO; SILVA, 2004):
a) Possibilidade de quebra da aresta de corte devido ao desgaste;
b) Temperaturas elevadas;
c) Não atendimento dos requisitos da qualidade (tolerâncias dimensionais,
acabamento superficial entre outros);
d) Aumento das forças de corte;
e) Fatores econômicos.
Geralmente, através do controle de alguns desses fatores, é determinado o
momento em que a ferramenta deve ser reafiada ou inutilizada.
A vida útil pode ser expressa de várias maneiras, como por exemplo:
a) Percurso de corte (km);
b) Volume de material removido;
c) Tempo total de trabalho;
d) Percurso de avanço (mm);
e) Número de peças produzidas.
Os principais parâmetros utilizados para determinação da vida útil de
ferramentas são:
a) VB
B
= desgaste de flanco médio;
b) VB
Bmax
= desgaste de flanco máximo;
c) VB
N
= desgaste de entalhe.
48
Estes parâmetros, que serão abordados mais adiante, são observados na
superfície de incidência da ferramenta, e são muito utilizados por estarem presentes
na forma de desgaste mais comum, que é o desgaste de flanco.
Na Figura 2.8 pode-se ver a representação destes parâmetros numa
ferramenta monocortante.
Figura 2.8 – Características de desgastes de flanco numa ferramenta
monocortante
Fonte: Astakhov (2004).
O VBc mostrado é o desgaste da ponta da ferramenta. Este parâmetro é pouco
utilizado para indicar final de vida útil de ferramentas devido, principalmente, a
influência de deformação plástica, representada pelo hr, que ocorre nesta região
(ASTAKHOV, 2004).
A norma ISO 3685 (1993) é uma norma específica para determinação de fim de
vida para ferramentas monocortantes de aço rápido, metal duro e cerâmica em
operações de desbaste. Esta norma sugere, para ferramentas de metal duro, os
seguintes critérios:
a) VB
B
= 0,3 mm;
b) VB
N
= 1mm;
c) Falha catastrófica.
49
Quando qualquer um dos limites recomendados for ultrapassado deve-se
reafiar ou substituir a ferramenta.
Em brocas, os desgastes geralmente medidos são o de flanco e o de cratera.
Na Figura 2.9 pode-se observar onde ocorre desgaste em brocas helicoidais
(CASTILLO, 2005).
Figura 2.9 – Desgaste em uma broca helicoidal
Fonte: Castillo (2005).
Na Figura 2.10 pode-se observar como é medido o desgaste de flanco médio
em brocas.
Figura 2.10 – Medição de desgaste de flanco
Fonte: Lin e Ting (1995).
50
Bork (1995) verificou que, tanto o aumento da velocidade de corte como do
avanço e da intermitência do avanço, causam uma diminuição na vida da ferramenta
e que a velocidade de corte tem a maior influência.
Oliveira (2008), por sua vez, observou que a velocidade de corte e o desgaste
da ferramenta têm grande influência nos esforços de corte.
Curvas de vida de uma ferramenta expressam a vida (T) em função da
velocidade de corte (Vc). De posse desta curva, pode-se saber até quando a
ferramenta poderá trabalhar, isto é, até quando se atinge o nível de desgaste
estabelecido (MACHADO; SILVA, 2004).
Para melhor visualização das condições técnicas pode-se, também, elaborar
gráficos de desgaste em função da velocidade de corte para um determinado tempo
de usinagem.
A fim de se obter a curva de vida de uma ferramenta é preciso elaborar gráficos
auxiliares para visualização do desgaste da ferramenta em função do tempo para
várias velocidades de corte.
Através das curvas de vida é possível a obtenção da velocidade de corte para
uma vida de 60 min de trabalho (Vc
60
) para o nível de desgaste. Esta velocidade
serve como índice comparativo, para medir a usinabilidade do par ferramenta-peça
(Ibidem).
A equação de Taylor (2.3) representa o tempo de vida da ferramenta para
determinada velocidade de corte e é obtida experimentalmente através de testes de
vida de ferramenta (Ibidem).
T = K Vc
-x
(2.3)
logT = logK – xlogVc equivale a uma reta do tipo y = b – xa
onde:
x = coeficiente angular da reta;
K = vida da ferramenta para velocidade de corte igual a 1m/min.
As velocidades de corte obtidas pela equação de Taylor podem ser usadas
para otimização de processos (BOOTHROYD, 2005), mas esta equação relaciona a
vida da ferramenta apenas com a velocidade de corte e não representa, portanto,
51
uma situação completamente realista do processo. Para uma análise mais
abrangente que correlaciona a vida da ferramenta com outros parâmetros, um
enorme tempo experimental e de análises torna-se necessário. Os parâmetros x e K
variam de acordo com a situação devido aos inúmeros fatores que interferem nos
mecanismos de desgaste de uma ferramenta (MACHADO; SILVA, 2004).
De maneira a manter o processo produtivo dentro das condições econômicas
adequadas, deve-se determinar a vida útil da ferramenta através do estabelecimento
de algum critério.
A abordagem tradicional para estimar a vida útil de ferramentas é feita
observando-se as ferramentas trabalhando em condições pré-estabelecidas
repetidas vezes. Considerando-se que apenas uma observação pode ser
dispendiosa, muitas vezes é preciso estimar a vida da ferramenta através de
métodos estatísticos para assegurar a substituição da ferramenta em um momento
que expresse segurança tanto para o processo quanto para ferramenta (GALANTE,
LOMBARDO; PASSANNANTI, 1998).
Em geral, na usinagem as ferramentas se desgastam seguindo um padrão que
pode ser visto na Figura 2.11.
No estágio I a taxa de desgaste é decrescente (a tangente à curva apresenta
ângulos de inclinação decrescentes). Neste estágio a ferramenta sofre um desgaste
acelerado devido a uma espécie de acomodação da ferramenta ao processo. Daí ela
continua se desgastando, mas desta vez a uma taxa constante (tangente à curva
apresenta ângulo de inclinação constante) que é o estágio II. E assim o desgaste da
ferramenta se mantêm até atingir o estágio III onde, desta vez, ocorre uma
aceleração dos mecanismos de desgaste (tangente à curva apresenta ângulos de
inclinação crescentes) promovendo em pouco tempo o colapso da ferramenta.
Portanto, em algum processo de usinagem a ferramenta não deve ser utilizada na
faixa de desgaste correspondente ao estágio III (MACHADO; SILVA, 2004).
A quebra de uma ferramenta em serviço pode gerar um custo muito elevado. O
mais comum é o refugo, que não pode ocorrer quando se trabalha com materiais
nobres como ligas de alumínio.
52
Figura 2.11 – Comportamento do desgaste de uma ferramenta de corte
com o tempo de corte
Fonte: Adaptado de Machado e Silva (2004).
Em processos de acabamento, geralmente, utiliza-se a rugosidade superficial
como parâmetro. Já em operações de desbaste será necessário escolher um
parâmetro que indique a transição do estágio II para o estágio III do desbaste.
Forças de usinagem, potência do motor do eixo principal, temperatura de corte,
vibração do sistema, emissão acústica, avaliação do cavaco, monitoramento da vida
da ferramenta e acabamento superficial, são parâmetros muito utilizados.
Em quase toda operação de usinagem a ação do corte muda gradativamente a
forma do gume da ferramenta. Então com o tempo, a ferramenta pára de cortar de
forma eficiente ou falha completamente (TRENT, 2000).
Industrialmente a aresta de corte é utilizada até que as peças fiquem fora das
especificações de tolerância e/ou acabamento de projetos, fazendo com que valores
recomendados pela ISO 3685 assumam valores diferentes dependendo da
condição. Entretanto, valores excessivos de desgaste causam aumento de força de
usinagem e de geração de calor, elevando a chance de promover a falha
catastrófica de ferramenta (MACHADO; SILVA, 2004).
Para um desempenho satisfatório, a forma da cunha da ferramenta de corte
deve ser controlada com precisão. Antes do seu uso é preciso medir com precisão
as ferramentas. Isto não é meramente uma questão de medição de ângulos e perfis
53
em macro escala, mas também de inspecionar e controlar a forma do gume em uma
escala muito mais fina, com poucos décimos de milímetro (TRENT, 2000).
A aresta de corte pode mudar de forma tanto por deformação plástica como por
desgaste. A distinção é que em um processo sempre há perda de material da
superfície da ferramenta, embora também ocorra deformação plástica localizada.
Então não há uma linha separando as duas. O uso do termo desgaste é para muitas
pessoas, sinônimo de abrasão – a remoção de pequenos fragmentos provenientes
do deslizamento entre uma superfície dura e uma mole que, neste caso, são a da
ferramenta e a da peça, respectivamente. Há, entretanto, o mecanismo de difusão
que é outra forma de desgaste entre superfícies metálicas. Este termo é usado
quando uma pequena quantidade de metal, muitas vezes uma pequena quantidade
de átomos, é transferida de uma superfície para outra. Ambos os mecanismos
podem causar desgaste, mas eles são essencialmente processos de deslizamento
de superfícies. (TRENT, 2000).
Alguns sistemas normalizados para teste de vida útil foram formulados por F.
W. Taylor quando o mesmo estava desenvolvendo o aço rápido. As variáveis,
velocidade de corte, taxa de avanço, profundidade de corte, geometria da
ferramenta e lubrificantes, bem como material da ferramenta, da peça e tratamento
térmico foram estudados e o resultado foi apresentado em uma relação matemática
para vida útil em função de todos estes parâmetros. Estes testes foram todos
realizados em torneamento. Cada teste demandou muito tempo e exigiu bastante
esforço humano para serem repetidos, e por isso tiveram que ser otimizados com
variação apenas da velocidade de corte e do avanço (TRENT, 2000).
O resultado foi a equação (2.4) de Taylor expressa da seguinte forma
(FERRARESI, 2003):
VcT
y
= C (2.4)
Os parâmetros y e C variam com o material da peça, material da ferramenta,
área e forma da seção de corte, ângulos da ferramenta e fluido de corte.
O resultado geralmente é plotado em um gráfico bilogarítmico que pode ser
considerado reto. Para estas curvas a velocidade de corte pode ser lida, por
exemplo, para 60 min ou 30 min e materiais como aço rápido e metal duro são
muitas vezes avaliados por estes valores.
54
2.10. Conformidade e controle estatístico do processo
Alta qualidade na produção fornece algumas vantagens tais como aumento da
satisfação dos clientes, redução de rejeição ou retrabalho e aumento do “market
share”. Isto resultou na ênfase renovada nas técnicas de estatística para o
desenvolvimento de qualidade dos produtos e para a identificação de problemas de
qualidade em vários estágios da produção (MOTORCU; GÜLLÜ, 2006).
Metodologias estatísticas de controle de qualidade podem ser utilizadas em
projetos, manufatura e em serviços. Estes métodos são bastante diferentes dos
métodos tradicionais e tem contribuído para melhorias de processos, principalmente,
em companhias que tem produção em massa.
No método tradicional de controle de qualidade, o produto é fabricado primeiro
e então é checado o atendimento das especificações de qualidade. Se o produto
não atende as especificações é rejeitado ou recuperado. Se muitos produtos
defeituosos forem produzidos, é preciso eliminar as causas sistemáticas fazendo
correções no sistema produtivo. A Figura 2.12 mostra um esquema do método
tradicional de controle de qualidade.
Figura 2.12 - Método tradicional de controle de qualidade
Fonte: Motorcu e Güllü (2006).
55
No controle estatístico do processo a checagem do produto é aplicada em
determinados momentos da produção. Se a produção está sob controle estatístico
segue normalmente, pois, neste caso, há previsibilidade do comportamento do
processo. No entanto, quando falhas sistemáticas são evidenciadas suas causas
devem ser descobertas e eliminadas. A Figura 2.13 mostra um esquema do método
de controle estatístico da qualidade.
Figura 2.13 - Método de controle estatístico da qualidade
Fonte: Motorcu e Güllü (2006).
Em qualquer operação de manufatura, existe variabilidade na saída do
processo. Os processos de fabricação dificilmente reproduzem exatamente uma
mesma grandeza em quaisquer características do produto, quer seja uma dimensão,
um valor de tensão, um certo peso e assim por diante. Peças usinadas
aparentemente idênticas se forem inspecionadas cuidadosamente, revelarão
diferenças dimensionais. Existem dois tipos de variação nos processos de
fabricação: Aleatórias ou sistemáticas (GROOVER, 2007).
a) Variações sistemáticas são inerentes ao processo produtivo.
Portanto, sistemáticas, pois pertencem a um sistema e por isso são consideradas
56
comuns. São causadas por muitos fatores: variabilidade humana com cada ciclo
operacional, variação do material bruto, vibração da máquina. Variações
sistemáticas, geralmente, apresentam distribuição normal. Quando em um processo
de fabricação existem apenas variações deste tipo o processo é considerado
estatisticamente controlado.
b) Variações aleatórias indicam uma condição especial de operação.
Evidenciam que o processo não está sob controle estatístico, pois se tratam de
causas especiais. Razões que causam esse tipo de variação são erros operacionais,
falhas de ferramentas, mau funcionamento de máquinas, entre outros.
O controle estatístico do processo foi desenvolvido para detectar a ocorrência
de causas sistemáticas, ajudando a mensurar o potencial e o desempenho de
processos na indústria, evitando problemas de qualidade e custos desnecessários
(SHIAU et al., 2006).
As técnicas estatísticas são utilizadas para melhorar a qualidade do processo
continuamente. Para tomadas de decisão imparciais, principalmente em processos
produtivos seriados, é necessário utilizar técnicas estatísticas baseadas em
informações obtidas no produto ou no processo. Cartas de controle, definição de
capabilidade do processo e Design of Experiments tem sido utilizados há anos
(MOTORCU; GÜLLÜ, 2006).
A informação sobre o nível de variabilidade do processo é muito importante
para avaliar a sua conformidade. Isso leva a necessidade de ter indicadores de nível
de variabilidade e dispersão do processo, pois quanto menor o nível de variabilidade
do processo maior a sua uniformidade.
A medição da variabilidade do processo dá as medidas de dispersão e de
centralização do mesmo. Contudo somente pela relação entre estes indicadores do
processo encontrados pelo Controle Estatístico do Processo (CEP) com as
tolerâncias permitidas definidas em projeto é que são gerados indicadores que
expressam o nível de capacidade do processo em produzir dentro das tolerâncias ou
requisitos pré-estabelecidos (BULBA, 1998).
Gráficos de controle são utilizados extensivamente na indústria como uma
técnica de diagnóstico para o monitoramento dos processos de produção a fim de
detectar instabilidades e circunstâncias não-usuais (DEVORE, 2006).
57
O atendimento dos requisitos ou outras exigências é que definirá a
conformidade do processo. Portanto, estes índices de capacidade (ou índice de
capabilidade do neologismo vindo do inglês “capability”) contribuem diretamente
para validação da conformidade do processo. O estudo da capabilidade do processo
é a quantificação da situação atual e da expectativa futura com relação à atuação de
causas comuns de variação (Stoumbos, 2002 apud MATOS, 2003)
Para apresentação destes índices os processos são considerados estáveis e
as distribuições normais (BULBA, 1998).
2.10.1. Índices de capabilidade
E preciso produzir produtos que atendam as especificações e muitos
procedimentos foram propostos ao longo dos anos para tentar ajudar nesta questão.
Estes procedimentos são, freqüentemente, chamados de estudo de capabilidade do
processo.
O estudo de capabilidade fornece informações sobre mudanças e tendências
do sistema durante a produção e sua análise ajuda a determinar a habilidade de
fabricar peças dentro dos limites de tolerância (DELERYD, 1999).
Motorcu e Güllü (2006) mostraram que controle estatístico e a capabilidade são
métodos efetivos para determinar e melhorar a qualidade do processo. Eles
verificaram os índices de capabilidade de várias linhas de produção seriada e
observaram que algumas estavam com índices de capabilidade inaceitáveis. A
produção em alguns momentos foi interrompida para ajustes e logo após a sua
retomada, novos estudos eram realizados para verificar os efeitos das melhorias. Os
resultados obtidos com o estudo foram bastante positivos, as peças passaram a ser
produzidas dentro dos limites de tolerância e os problemas crônicos foram
eliminados.
Há quatro grandes passos para o estudo da capabilidade, e esses estão
mostrados na Figura 2.14.
58
Figura 2.14 - Os passos básicos para estudos de capabilidade de processos
Fonte: Deleryd (1999).
Essas etapas serão descritas a seguir (ALBING, 2008):
Passo 1 (Plan): um produto sempre possui muitas características que são
possíveis de monitorar, e essas características devem ser identificadas. Antes de
iniciar o estudo de capabilidade deve ser feito um planejamento cuidadoso, por
exemplo, deve-se saber o que medir e como medir;
Passo 2 (Do): antes de fazer o acompanhamento da capabilidade do processo,
ele deve mostrar um razoável grau de controle estatístico e deve estar estável. Se o
processo está instável nada pode ser dito sobre seu passado ou seu futuro. O
estudo da capabilidade de um processo fora de controle expressa a capabilidade do
processo em um determinado momento e, qualquer ação tomada em tais estudos,
pode conduzir a uma degradação ao invés de melhoria. Uma forma bastante
utilizada para verificar o controle do processo é a plotagem de gráficos de controle
como cartas de controle das médias e amplitudes X
R, que permitem fazer uma
estimativa da varialibilidade do processo, informando sua estabilidade ao longo do
tempo.
Considerando-se, R
1
, R
2
, R
3
, ..., R
k
, as amplitudes e ,
1
,
1
,
1
,
...,
k
as
médias de k sub-grupos, calculam-se a média das amplitudes com a equação 2.5 e
a média das médias com a equação 2.6.
R
=
R
1
+R
2
+R
3
+...+R
k
k
(2.5)
59
X
=
X
1
+X
2
+X
3
+...+X
k
k
(2.6)
A carta de controle das médias tem os seguintes limites de controle:
LIC = X
- A
2
R
, limite inferior de controle; (2.7)
LC = X
, linha central; (2.8)
LIS = X
+ A
2
R
, limite superior de controle. (2.9)
A constante A
2
é tabelada e depende somente do tamanho da amostra.
Os limites de controle para uma carta de amplitudes são:
LIC =D
3
R
, limite inferior de controle;
(2.10)
LC = R
, linha central;
(2.11)
LIS = D
4
R
, limite superior de controle.
(2.12)
As constantes D
3
e D
4
são tabeladas e dependem somente do tamanho da
amostra.
É bom destacar que os limites superior e inferior de controle são diferentes dos
limites superior e inferior de especificação.
Para elaboração de cartas de controle recomenda-se utilizar de 20 a 25
amostras. Tipicamente o tamanho de cada amostra n varia entre 4 e 6
(MONTGOMERY; RUNGER, 2003).
Passo 3 (Study): a forma mais fácil de avaliar a capabilidade de um processo
estável é traçar um histograma dos valores da carta de controle. O eixo-x do
histograma pode mostrar os limites de especificação e a relação entre estes limites e
os valores reais do processo irão retratar a capacidade do processo.
Outra forma é através dos índices de capabilidade, que representam funções
adimensionais do processo e do produto e são utilizados para medir o desempenho
dos processos. O desenvolvimento dos índices de capabilidade iniciou-se com a
introdução do índice CP feito por Juran, que leva em conta apenas a dispersão do
processo.
A capabilidade é dada pela variabilidade apresentada no processo igual a
6
processo
, e este valor é estimado por 6 R
d
2
, onde
é a amplitude média da
60
amostra e d
2
é um fator estatístico. Por sua vez o índice de capabilidade é estimado
como uma relação entre a variação permitida na especificação (tolerâncias), pela
capacidade estimada do processo:
CP=
variação permitida pela especificação
variação estimada do processo
=
TOLERÂNCIA
CAPACIDADE
=
LSE-LIE
6R
d
2
=
LSE-LIE
6
(2.13)
Onde LSE e LIE são os limites superiores e inferiores de especificação,
respectivamente.
O índice de capabilidade de um processo depende dos valores da tolerância. O
objetivo é julgar se o mesmo é capaz de produzir dentro da especificação.
Entretanto, se o processo não for bem centralizado, onde a dimensão média
coincide com a média das especificações, o índice CP terá que ser auxiliado por
outro índice para detectar esta descentralização.
O índice de capabilidade CP
k
vem suprir essa necessidade não satisfeita pelo
índice CP, acrescentando para isto o estimador da média μ, estimado por X
. Ele é o
menor valor encontrado entre as duas relações que seguem:
CP
k
=
X
LIE
3R
d
2
ou CP
k
=
LSE X
3R
d
2
(2.14)
O índice CP
k
mede a distância entre o valor esperado da característica
estudada, μ, e o limite de especificação mais próximo e relaciona esta distância com
metade da dispersão, 3.
Quanto mais a distribuição se distancia do valor central do projeto, menor o
valor de CP
k
. Para não haver unidades fora da especificação, CP
k
deve ser maior ou
igual a um.
O desenvolvimento destes índices de capabilidade foi feito para detectar
centralização e dispersão dos processos de uma forma bastante prática. Se o
processo não for centralizado, deve-se recorrer aos dois índices para avaliação da
conformidade do processo. Considerando o processo centralizado, a Figura 2.15
mostra esquematicamente o comportamento de um processo em três condições.
Quando o índice de capabilidade é maior que a unidade não há produção de
não conformidades. Entretanto, com valores iguais ou menores que a unidade há
probabilidade de produção de peças não conformes.
61
Figura 2.15 – Processos com diferentes índices de capabilidade,
apenas CP e CPk
Fonte: Montgomery e Runger (2003).
A Figura 2.16 mostra a forma esquemática de algumas dispersões com seus
respectivos valores dos índices de capabilidade de probabilidade de rejeição
(considerando processo centralizado, logo CP = CP
k
).
Hsiang e Taguchi 1985 apud DELERYD (1999) propuseram o índice CP
m
que
não leva em conta apenas os limites e a dispersão do processo, mas considera
também os valores que devem ser atingidos pelo processo. Este é definido como:
CP
m
=
LSE LIE
6σ
2
+(μT)
2
(2.15)
Onde T é o valor alvo do processo.
Existe o equivalente do CP
k
em relação ao CP, para o CP
m
que é o C
pmk
e é
definido como:
CP
mk
=
Min (LSE μ,μLIE )
3σ
2
+(μT)
2
(2.16)
Uma importante contribuição nos campos dos índices de capabilidade de
processos foi feita quando o índice de capabilidade CP
(u,v)
foi introduzido por
Vännman e é definido como (ALBING, 2008):
62
CP
(u,v)
=
du
μM
3σ
2
+v(μT)
2
(2.17)
Onde d = (LSE-LIE)/2 é a metade do intervalo de especificação. Na fórmula M
representa o ponto médio do intervalo de especificação, dado por M = (LSE+LIE)/2.
Figura 2.16 – Rejeição e localização da distribuição dentro dos LSE e LSI para alguns
valores índices de capabilidade
Fonte: Adaptado de Bulba (1998).
Os índices CP, CP
k
, CP
m
e CP
mk
são casos especiais de CP
(u,v)
obtidos pelas
seguintes combinações:
CP
(0,0)
= CP
CP
(1,0)
= CP
k
CP
(0,1)
= CP
m
CP
(1,1)
= CP
mk
Passo 4 (Act): finalmente, as atividades de melhoria são iniciadas, a fim de obter um
processo mais capaz do que antes. Assim como os outros métodos utilizados para
melhoria de processos, é importante saber que o estudo não resolve o problema. No
entanto, ele irá fornecer algumas sugestões de como agir para alcançar melhorias.
63
Há vantagens e desvantagens relacionadas com a maioria dos métodos e no
estudo da capabilidade de processos não é diferente. Quando algum método de
melhoria é implementado é importante o conhecimento dos prós e contras do
método específico. Deleryd (1999) listou essas vantagens e desvantagens na
condução de estudos de capabilidade de processos.
Vantagens:
a) Dá conhecimento sobre o processo;
b) Possibilita decisões baseadas em fatos;
c) Identifica as prioridades de melhoria;
d) Identifica que produtos devem melhorar;
e) Possibilita a criação de uma atmosfera voltada para melhoria contínua;
f) Diminui o retrabalho;
g) Indica prioridades de investimento;
h) Oferece uma linguagem comum;
i) Atua diretamente sobre os processos;
j) Ajuda a estabelecer tolerâncias mais adequadas;
k) Aumenta a satisfação dos clientes internos e externos;
l) Custo para aplicação do estudo é relativamente baixo;
m) Cria referência para os fornecedores;
n) Apóia a manutenção de estratégias.
Desvantagens:
a) Teoria difícil;
b) Não há resultados rápidos;
c) Análise difícil;
d) Necessidade de treinamento dos colaboradores envolvidos nos
estudos;
e) Difícil determinar o que medir;
64
f) Não é adequado para pequenas produções;
g) De difícil aplicação para indústrias de serviços.
As deficiências dos índices de capabilidade não são tão graves quanto a sua
má utilização. Estas informações podem ser utilizadas para implantação de
melhorias no processo, reduzindo os custos de produção ou aumentando a
satisfação dos clientes, ou ambos.
Devem ser tomados cuidados para não se utilizar imprudentemente os índices
de capabilidade, pois isso pode levar a tomadas de decisão erradas.
Algumas vezes os índices de capabilidade indicam que o processo seja capaz
sendo incapaz e vice-versa. A razão para isso é que o estudo da capacidade do
processo é baseado na coleta de dados do processo.
A fim de representar de forma fiel o processo, este tem que estar estável para
coleta dos dados. Se esta premissa for atendida, os índices de capabilidade podem
ser utilizados para representar numericamente a capacidade do processo.
65
3 ABORDAGEM METODOLÓGICA
O trabalho será realizado em uma linha de produção seriada que funciona em
dois turnos seis dias por semana. A liga usinada é AlSiCu fundida sob pressão, que
tem como característica principal a boa resistência mecânica e é constituída pelos
elementos apresentados na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 – Composição química da liga estudada
4
Si%
Cu%
Femax%
Mgmax%
Znmax%
Mnmax%
Timax%
Nimax%
8,5 - 11
1 – 2,5
0,2
0,2
1
0,3
0,1
0,3
A metodologia proposta neste trabalho, por ser aplicada a uma linha de
produção seriada em atividade, terá que ser simples, economicamente viável e
exeqüível para realidade do chão de fábrica.
Na indústria objetiva-se extrair de um experimento a maior quantidade possível
de informações confiáveis no menor número possível de ensaios (WOSNIAK; POLLI,
2008).
O delineamento de experimentos DOE será utilizado, pois este método
permite resolver um problema de qualidade, proporcionando a oportunidade de
controlar e planejar as variáveis utilizando a experiência.
A metodologia utilizada será a proposta por Montgomery (2001), que é
composta resumidamente pelas etapas:
1- Conhecimento e exposição do problema;
2- Escolha dos fatores e níveis;
3- Seleção das repostas;
4- Escolha do projeto de experimento;
5- Realização dos experimentos;
6- Análise dos resultados;
4
Por questões de confidencialidade e sigilo industrial a fonte não pode ser mencionada.
66
7- Conclusões e recomendações.
Para melhoria do processo serão combinados diferentes ângulos de ponta e de
incidência. Para usinagem de ligas de alumínio podem ser utilizados, dependo da
quantidade de silício presente na liga e do tipo de furação, ângulos de ponta entre
90° e 150°. A ferramenta atualmente utilizada no processo tem ângulo de ponta igual
a 118°, e este será o valor de referência para escolha dos outros ângulos testados.
Conforme padrão de fabricação e disponibilidade do fornecedor, o valor do
ângulo de ponta imediatamente maior que o valor de referência é 130°, que é muito
utilizado para usinagem de ligas de alumínio. Por sua vez, o fabricante dispõe de
ferramentas com as mesmas características que a original, mas com ângulo de
ponta igual a 110° que é outro valor perfeitamente compatível para usinagem da liga
utilizada.
Para usinagem de ligas de alumínio fundido com teor de silício de até 12%
recomenda-se a utilização de ângulos de incidência entre 12° e 15° e, portanto serão
estes os valores utilizados. A ferramenta original do processo utiliza ângulo de
incidência igual a 12°.
Para analisar a influência dos dois fatores será utilizado o DOE fatorial que é
muito eficiente para este tipo de experimento. Nesta metodologia todas as
combinações sugeridas são verificadas.
O efeito do fator é definido pela mudança da resposta produzida pela mudança
do nível do fator, que é chamado efeito principal por ser causado pelo fator de mais
interesse do experimento. O fator ângulo de ponta terá três níveis, quais sejam:
110°, 118° e 130°, enquanto o fator ângulo de incidência terá dois níveis 12° e 15°.
Deverão ser realizadas repetições em todos os experimentos (n=2) para obtenção
de uma estimativa do erro experimental a fim de obter uma resposta mais precisa
dos efeitos dos fatores estudados (MONTGOMERY, 2001).
A resposta selecionada para avaliar a relação do ângulo de ponta e de
incidência será o índice de capabilidade CP. Este índice fornece informações sobre
a dispersão do processo e é utilizado para determinar a localização do sistema
dentro dos limites de tolerância.
67
Os experimentos serão divididos em duas grandes etapas: (i) primeiramente
seis ensaios de curta duração com uma réplica de cada totalizando doze ensaios.
Estes ensaios definirão os índices de capabilidade CP de cada geometria, e
permitirão a construção de gráficos para verificação da influência do ângulo de ponta
e de incidência no processo; (ii) na segunda etapa, será realizado um ensaio de
longa duração para geometria que obtiver o melhor resultado na primeira etapa, e
outro para a ferramenta utilizada atualmente no processo. O objetivo é comparar o
comportamento das duas geometrias.
Os testes iniciais serão realizados com a geometria original do processo
seguindo-se a seqüência mostrada na Figura 3.1.
Figura 3.1 – Seqüência da realização dos ensaios.
Por sua vez, o processo de análise de capabilidade, que é a primeira etapa do
trabalho, será conduzido conforme modelo proposto com Deleryd (1999), ver Figura
2.16. Este modelo é composto por quatro fases. A primeira é a identificação da
característica mais importante, que no caso deste estudo é a localização do
processo realizado.
A segunda fase da análise de capabilidade é a verificação da estabilidade e da
forma de distribuição do processo para posterior aquisição de dados. Normalmente,
antes da realização da análise de capabilidade, cartas de controle são geradas com
dados obtidos do processo para verificar se o sistema é estável (MOTORCU;
GÜLLÜ, 2006).
68
A terceira fase é a verificação da capabilidade do processo, onde são
realizados e analisados os cálculos estatísticos e, por fim, a quarta etapa que será a
escolha da melhor geometria para utilização no processo.
3.1. Caracterização da ferramenta de corte
A ferramenta utilizada no processo é uma broca inteiriça de metal duro com
canais helicoidais. Esta tem codificação segundo o próprio fabricante e não tem
canais para refrigeração interna. As suas características fixas estão descritas abaixo:
Ø da broca = 5
0,018
0
mm
Ø da haste = 9
0,015
0
mm
Comprimento total da broca = 140 mm
Tipo de haste = reta
Comprimento do canal = 50 mm
Comprimento da haste = 80 mm
Espessura do núcleo = 2 mm
Largura da guia = 0,55 mm
Ângulo de hélice= 36°
Na Figura 3.2 tem-se o desenho da ferramenta utilizada com suas cotas.
Figura 3.2 – Desenho da broca utilizada
69
A classe de metal duro da ferramenta é a K 10, que é indicada para usinagem
de Al-Si com teores de silício iguais a da liga usinada, tanto em operações de
desbaste quanto de acabamento (STEMMER, 2005).
Segundo Ferraresi (2003), a composição química e as características físicas
principais da classe K 10 estão mostradas na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 – Composição química e características físicas principais do metal duro K10
Composição
aproximada, %
Características principais
WC
TiC+TaC
Co
Densid.
[g/cm
3
]
Dureza
Vickers
[kg/mm
2
]
Resist. à
ruptura transv.
[kg/mm
2
]
Módulo de
elasticid.
[kg/mm
2
]
Coef. de
dilatação
térmica [10
-6
/°C]
92
2
6
14,8
1.650
150
63.000
5
Fonte: Ferraresi (2003).
A afiação da ponta da broca será a do tipo cruzada, conforme Figura 2.5. Neste
tipo de afiação a força de avanço é reduzida substancialmente e o desempenho de
contato melhora. É aplicada tanto em furação geral como profunda.
3.2. Ajuste da ferramenta e do direcionamento do fluido de corte
A instalação será realizada de acordo com a Figura 3.3.
Figura 3.3 – Cotas do conjunto broca mandril
70
O método de refrigeração aplicado será o de inundação através de dutos,
direcionada à região de contato entre a ferramenta e a peça, e terá três posições,
sendo uma no início, outra no centro e outra no final da broca, para melhor expulsão
dos cavacos dos canais conforme mostrado na Figura 3.4.
Figura 3.4 – Esquema de refrigeração utilizado
3.3. Caracterização da máquina ferramenta
O processo é realizado em um centro de usinagem CNC Robodrill modelo
αT21iEL, com rotação máxima de 8000 rpm, potência instalada de 15,9 kVA e quatro
eixos. O equipamento possui um tanque do sistema de lubrificação com 200 litros de
capacidade. O fluido utilizado é o semi-sintético Dairol SCF-380 produzido pela
Daido Química do Brasil LTDA, diluído em água em concentrações que variam de 6
a 12% e com pH entre 8,8 e 9,8 com vazão de 1230 l/h. A máquina possui um
comando Fanuc 31i – Model A5 e o eixo-árvore (spindle) possui potência de 3,7 kW.
A fixação da peça no dispositivo é feita por meio de grampeamento hidráulico. Na
Figura 3.5 pode-se ver o centro de usinagem utilizado no experimento.
71
Figura 3.5 – Centro de usinagem utilizado no experimento
3.4. Métrica aplicada
A norma ISO 3685 (1993), apesar de ser para ferramentas monocortantes, em
alguns casos pode ser adaptada para testes de furação. Esta norma estabelece que
para se obter testes representativos, o comprimento usinado deverá variar de 1 a 10
m. Sendo a profundidade do processo igual a 42 mm, as ferramentas e as peças
serão analisadas em intervalos regulares de 230 peças (aproximadamente 10 m).
Serão utilizados como valores de referência para avaliação do desgaste da
ferramenta os sugeridos também pela norma ISO 3685 (1993) que determina o fim
de vida para ferramentas de metal duro em operações de desbaste os seguintes
valores (ver Figuras 2.8, 2.9 e 2.10):
V
BB
= 0,3 mm;
V
Bmax
= 0,6 mm;
V
BN
e V
CN
= 1 mm;
Falha catastrófica.
Porém a pesquisa não será regida de forma absoluta por esses valores, pois
industrialmente a ferramenta deve ser utilizada até quando for possível garantir as
especificações de tolerância do projeto. Além disso, este teste será realizado em
72
uma linha de produção seriada e por isso deverá seguir algumas regras pré-
estabelecidas. O processo estudado faz parte do sistema de lubrificação do motor de
uma motocicleta e, portanto, é classificado, por norma interna da empresa, como
processo de inspeção vital, pois se ocorrer alguma falha neste sistema poderá
ocasionar graves acidentes ao condutor da moto. Por regulamento interno da
empresa, a ferramenta deve ser reafiada no máximo a cada 7.000 ciclos e a
freqüência da inspeção da continuidade do furo é feita em todas as peças. Este
número de peças poderá limitar os resultados dos testes de longa duração, porque a
taxa de desgaste de ferramentas de metal duro durante a usinagem de ligas Al-Si é
pequena.
Em virtude da flexibilidade das brocas e do difícil início de corte, pelas
condições adversas de trabalho do gume transversal, não se consegue uma
localização exata dos furos com brocas helicoidais compridas (STEMMER, 1995).
Devido a este fato, para controlar a concentricidade do furo com o processo de
alargamento feito posteriormente, a distância de centro é muito importante e será
controlada com amostras de 30 peças separadas após a usinagem de 10m (intervalo
pré-estabelecido de 230 peças).
Para verificação da repetibilidade e estabilidade do processo foi escolhido o
índice de capabilidade CP, porque a variação do processo é bilateral e desta forma
pode exceder tanto o limite inferior quanto o limite superior de controle.
Os critérios utilizados para aceitação do processo estão na Tabela 3.3.
Valores de CP menores que 1,00 são inaceitáveis e o centro controlado será o
do círculo distante 3 mm do início do processo.
Os valores de capabilidade encontrados, bem como os das dimensões e forma,
serão utilizados para controle do processo podendo até serem utilizados como fator
determinante para o fim da vida útil da ferramenta.
Outros fatores importantes que serão controlados no processo são: o diâmetro
do furo, a inclinação do furo e a rugosidade.
O diâmetro, obviamente, terá que ter valor dentro do especificado no produto
que é 5
0
+0,2
. A rugosidade será especificada de acordo com a norma interna da
empresa onde este trabalho foi realizado. Esta é uma norma japonesa e determina
73
que este processo deva ter rugosidade expressa pelo parâmetro R
Z
, altura máxima
do perfil, regida pela JIS B 0601:01. Machado et al (2009) define R
Z
como sendo a
média das cinco alturas máximas detectadas em cada comprimento da amostragem,
mas especificamente na norma japonesa, esta média deve ser somada à média das
cinco maiores depressões sempre medidas (tanto os picos quanto os vales) a partir
do da linha média. A velocidade de medição será de 0,5mm/s e o comprimento da
amostra, para a rugosidade especificada que é de 12,5 μm, será igual a 2,5mm.
Tabela 3.3 – Critérios para validação do processo.
Valor do CP
Processo
Interpretação
CP ≥ 1,67
Excelente
Se o processo estiver
centrado, há um “fator
de segurança” de 2σ
entre a dispersão e os
limites de controle
1,67 > CP ≥ 1,33
Bom
Se o processo estiver
centrado, há um “fator
de segurança” de σ
entre a dispersão e os
limites de controle
1,33 > CP ≥ 1,00
Aceitável
Se o processo estiver
centrado, 6σ é igual a
LSE - LIE
3.5. Teste de usinagem
Para não atrapalhar a produtividade da linha, as ferramentas utilizadas nos
testes serão pré-ajustadas. Estas serão colocadas na máquina para os ensaios e
após a usinagem de 260 peças (230 10m de usinagem + 30 peças) as brocas
utilizadas nos testes serão retiradas, para o prosseguimento normal da produção, e
74
nos seus lugares serão recolocadas as ferramentas que estavam sendo usadas
anteriormente. Após isso, se segue a análise das 30 peças.
A obtenção experimental de dados tecnológicos de usinagem é a única forma
segura de trazer informações de corte para o usuário. Para aumentar a segurança
das informações ensaios devem ser repetidos e para minimizar o número de ensaios
se faz necessário limitar algumas variáveis de entrada (BORK, 1995).
Em aplicações práticas no chão de fábrica, muitas vezes recorre-se à literatura
para solução de problemas de usinagem devido à impossibilidade de realizações de
testes de longa duração.
Os parâmetros de corte utilizados são provenientes de catálogo e validados
pelo próprio fabricante das ferramentas, e estão listados a seguir (MITSUBISHI
CARBIDE, 2007/2008). O escopo do trabalho é a comparação do comportamento de
ferramentas com geometrias diferentes. Desta forma, estes valores serão mantidos
constantes.
a) f = 0,20 mm/rot;
b) Vc
inicial (3mm prof)
= 80 m/min;
c) Vc = 110 m/min;
d) S = 7000 rpm;
e) F = 1400 mm/min.
Weingaertner e Schroeter (1991), por sua vez recomendam a utilização de
velocidades de corte entre 100 e 140 m/min e avanço de 0,2 mm/rot para ligas de
alumínio com até 12% de silício. Estes valores estão de acordo com os valores
estabelecidos os testes e desta forma validam a sua utilização.
A velocidade de corte inicial (Vcinicial) tem a finalidade de diminuir a
flambagem da ferramenta no início do processo, e foi escolhida por ser a menor
velocidade recomendada pelo fabricante da broca para o processo, ela será utilizada
apenas durante os 3 mm iniciais do furo.
Serão realizados três ciclos de avanço e reversão com 15 mm de profundidade
cada, a fim de obedecer à relação L/D=3 para usinagem do comprimento total que é
de 42 mm.
75
Os ensaios de longa duração servirão para comparar o desempenho da
ferramenta com o melhor resultado na primeira etapa, com o desempenho da broca
utilizada normalmente no processo, supondo que haverá uma ferramenta com
desempenho melhor. Para manter a coerência, se não houver ferramenta com
repetibilidade melhor que a original do processo, o teste de longa duração será
realizado com as duas ferramentas que obtiverem os melhores resultados. Estes
testes de longa duração não poderão exceder a usinagem de 7000 peças para não
comprometer o cronograma de troca periódica de ferramentas e de paradas
programadas da produção, conforme procedimento interno.
Com o registro do desgaste em intervalos regulares e conhecendo os valores
de dimensão, forma e de posição nos furos serão traçados gráficos de vida da
ferramenta.
3.5.1. Medição da força de corte
A medição da força de usinagem foi realizada de forma indireta. Só para este
ensaio, foi elaborado um programa sem os ciclos de reversão para expulsão dos
cavacos, a fim de manter a corrente do motor constante durante o regime do
processo.
Foi monitorada a potência utilizada pelo motor do eixo principal para posterior
correlação com o torque e com a força principal de corte.
A tela que fornece os valores em porcentagem da carga do eixo-árvore na
máquina está mostrada na Figura 3.6.
Figura 3.6 – Tela de verificação da carga do eixo principal
76
O monitoramento das forças de corte será realizado para as ferramentas novas
e desgastadas que participarem dos ensaios de longa duração.
3.6. Dispositivo para medição da localização do processo
Os ensaios de curta duração têm como objetivo verificar que geometria
apresenta melhor repetibilidade para usinar o processo em questão. Devido à
complexidade da geometria da peça e a quantidade de medições previstas para
serem realizadas nesta fase da experiência (720 medições previstas), foi necessário
a confecção de um dispositivo para medição do processo na máquina de medição
de coordenadas. Este dispositivo será utilizado para colocar as peças sempre na
mesma posição, otimizando o tempo de medição para não atrapalhar as outras
inspeções de rotina da produção e evitar prováveis colisões da ponteira de medição
com a peça. A Figura 3.7 ilustra o dispositivo posicionado na morsa da máquina de
medição de coordenadas, pode-se observar também as dimensões do mesmo.
3.7. Equipamentos utilizados para medição do experimento
Para avaliar o desgaste da ferramenta será utilizado um microscópio ótico
Olympus GX51, com resolução máxima de 1000x. Este valor é superior, portanto
suficiente para medição, ao recomendado pela norma Nordtest Method que sugere a
utilização de microscópio ótico com resolução de 10x.
A análise dimensional dos furos será realizada com um medidor interno com
relógio comparador com resolução de 0,01mm, também conhecido como súbito, e
com um calibrador do tipo passa-não passa. Para análise dos erros de posição dos
furos obtidos, as medições serão realizadas em uma máquina de medição de
coordenadas com resolução de 0,001 mm da marca Mitutoyo.
A avaliação da rugosidade será feita com o auxílio de um rugosímetro SJ-400,
da marca Mitutoyo.
O procedimento experimental está mostrado no próximo capítulo.
77
Figura 3.7 – Dispositivo para medição da distância de centro
78
4 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Neste capítulo, apresenta-se uma descrição detalhada dos métodos e passos
seguidos para execução do trabalho proposto.
4.1. Ensaios de furação de curta duração
Todos os ensaios foram seguidos das suas respectivas réplicas e executados
sempre no mesmo turno pelo mesmo operador, a fim de minimizar a possibilidade de
variações aleatórias do processo e, desta forma, tornar o sistema estável.
Na Figura 4.1 pode-se ver o direcionamento dos esguichos do fluido de corte, a
aproximação da ferramenta durante um dos testes e um esquema com os elementos
de apoio contidos no dispositivo. A fixação da peça no dispositivo também está
indicada e é feita por meio de grampeamento hidráulico.
Figura 4.1 – Peça posicionada para teste de furação
4.1.1. Medição da localização do processo
Pode-se observar na Figura 4.2 que o processo estudado é interrompido por
um canal feito por um pino existente no molde de injeção. É interesse deste trabalho
79
verificar também se esta interrupção tem influência para o processo. Por esse
motivo, foi elaborado um programa de medição, no qual são medidas as distâncias
do centro do furo a uma distância de 3 mm do início e outra distante 18 mm do início
do processo (após a interrupção).
Figura 4.2 – Localização das medições das distâncias de centro
Nas Figuras 4.3 e 4.4 pode-se ver as vistas anterior e posterior de uma peça,
com a ponteira de medição alinhada com processo, posicionada no dispositivo
confeccionado para colocação da peça na máquina de medição de coordenadas.
Figura 4.3 – Vistas da peça posicionada no dispositivo de medição
Figura 4.4 – Ponteira alinhada com o processo antes da
medição
80
4.1.2. Determinação do tamanho da amostra e do modo de
distribuição do universo da amostra
Para ter uma idéia clara e confiável sobre a capabilidade de uma linha de
produção, deve ser inspecionado um número suficiente de peças (MOTORCU;
GÜLLÜ, 2006). Neste trabalho, a principal resposta do experimento é o índice CP e
por isso foi necessário estimar o tamanho da amostra inicial. O tamanho da amostra
foi determinado, a princípio, com base no procedimento interno da empresa onde
este estudo de caso foi realizado.
As medições da amostra-piloto foram realizadas com a geometria 118°x12° ( x
α) por ser a geometria, até então, utilizada no processo.
O tamanho da amostra-piloto foi de 30 medições retiradas de um universo de
230 peças usinadas sucessivamente. Pela teoria da amostragem pode-se,
conhecendo a média da amostra
x
, estimar a média da população μ. O erro:
=
x
(4.1)
Deve obedecer a relação dada pela equação:
E z
2
/
n (4.2)
Desta forma, pode-se considerar o tamanho da amostra igual a
(MONTGOMERY; RUNGER, 2003):
n =
z
2
E
2
(4.3)
Considerou-se a diferença entre as médias da amostra e da população a
metade do desvio padrão da distribuição teórica (considerada normal) contida entre
os limites superior e inferior de controle, desta forma E=0,025. Para um intervalo de
confiança de 95% z
0,025
= 1,96 e sendo =0,05 (
6
=
0,300
6
), tem-se que o
tamanho da amostra inicial poderia ser igual a 16, desta forma, sendo 30 o tamanho
anteriormente escolhido, pode-se utilizar os resultados do teste piloto com
segurança.
Para utilização de fórmulas estatísticas necessita-se conhecer o modo de
distribuição do universo da qual se tira a amostra. Os dados devem ter distribuição
81
normal para poderem ser realizados os cálculos de análise de capabilidade
(MOTORCU; GÜLLÜ, 2006). O modo de distribuição pode ser determinado por um
teste de adequação Qui-quadrado.
Com este teste de adequação, pode-se verificar se as medidas de distância de
centro estão relacionadas a uma determinada distribuição. Procura-se desta forma,
verificar se a diferença na distribuição teórica do universo pode ser dada como
coincidência (SCHUITEK, 1997). Se este for o caso aceita-se ou rejeita-se a
distribuição hipotética, através da probabilidade de erro definida no início do teste.
Para garantir a qualidade dos dados coletados, a qualidade da análise e o mais
importante, que é a isenção de participação da máquina nos valores dos índices de
capabilidade, foi solicitado ao fornecedor da máquina um relatório de seguridade de
qualidade e repetibilidade. Este relatório pode ser visto no ANEXO A e assegura que
os índices de capabilidade correspondem apenas ao processo.
Para determinação da localização de um furo faz-se necessária a medição de
duas coordenadas no mínimo. Desta forma, a repetibilidade do processo foi
analisada nas distâncias projetadas nos eixos x e z de um sistema cartesiano.
As medições da amostra piloto estão mostradas na Tabela 4.1. As cotas
referentes a esta medição podem ser vistas na Figura 1.1.
A hipótese nula H
0
é: a distância de centro amostral possui distribuição normal;
A hipótese alternativa H
1
é: a distância de centro amostral não possui
distribuição normal.
Além disso, é necessário verificar a probabilidade de erro devido a
coincidências. Desta forma, determina-se com qual probabilidade a distribuição
apresentada se difere de uma distribuição normal. Para este tipo de estudo
normalmente recomenda-se a utilização de um nível de confiabilidade maior ou igual
a 95%.
Para determinação da freqüência da ocorrência absoluta através da
distribuição de classes determinam-se, inicialmente, os valores da função
distribuição normal para os limites superiores de classe, isto é (SCHUITEK, 1997):
F
n
(x
i,0
/ μ ; ) = F
N
(z
i,0
) com z
i,0
= (x
i,0
-
x
) / s (4.4)
82
Tabela 4.1 – distâncias de centro da amostra piloto
Peça
Distância em mm medidas
no eixo x (cota 38,800)
Distância em mm medidas
no eixo z (cota 103,460)
1
0,008
-0,033
2
0,205
-0,11
3
0,113
-0,028
4
0,117
-0,106
5
0,136
-0,131
6
0,112
-0,034
7
0,115
-0,096
8
0,117
-0,081
9
0,121
-0,114
10
0,148
-0,083
11
0,115
-0,082
12
0,053
-0,032
13
0,106
-0,011
14
0,068
-0,075
15
0,13
-0,046
16
0,111
-0,023
17
0,151
-0,052
18
0,07
-0,025
19
0,074
-0,145
20
0,211
-0,05
21
0,135
-0,054
22
0,121
-0,009
23
0,114
-0,089
24
0,139
-0,067
25
0,165
-0,045
26
0,065
-0,042
27
0,079
-0,011
28
0,129
-0,13
29
0,074
-0,053
30
0,18
-0,055
Como os parâmetros do valor médio e da variância do universo não são
conhecidos pode-se utilizar, como valores confiáveis, a média e a variância da
amostra-piloto das distâncias de centro em x e em z (espaço amostral), da Tabela
das distâncias de centro da amostra piloto (4.1). Assim tem-se:
Em x:
μ =
x
= 0,016mm
83
= s
2
= 0,043591mm
Em z:
μ =
x
= -0,064mm
= s
2
= 0,038225mm
Os valores da função distribuição podem ser retirados de uma tabela de
distribuição normal. Na Tabela 4.2 encontram-se os valores da função normal para
as classes de distância de centro em x e em z da amostra piloto.
Tabela 4.2– Valores das funções normais para as classes das distâncias de centro nos eixos x
e z da amostra piloto
Em x
Em z
i
X
i,0
Z
i,0
F
N
(z
i,0
)
i
X
i,0
Z
i,0
F
N
(z
i,0
)
1
0,0486
-1,54771
0,060571
1
-0,1178
-1,41442
0,07927
2
0,0892
-0,61633
0,267629
2
-0,0906
-0,70285
0,241964
3
0,1298
0,315048
0,625516
3
-0,0634
0,00872
0,503989
4
0,1704
1,246426
0,89435
4
-0,0362
0,720292
0,764238
5
0,211
2,177804
0,985371
5
-0,009
1,431864
0,923641
A freqüência de ocorrência de classe esperada ocorre pela formação de
diferenças (SCHUITEK, 1997):
f
i,e
= F
N
(z
i,0
) – F
n
(z
i-1,0
) (4.5)
A freqüência absoluta de ocorrência de classe é o resultado da multiplicação
com o tamanho da amostra-piloto:
h
i,e
= n . f
i,e
(4.6)
Os resultados dos cálculos da freqüência absoluta de ocorrência das classes
das distâncias de centro encontram-se na Tabela 4.3.
Tem-se que o número de classes é k=5 e o número de parâmetros ponderados
da amostra piloto é m=2 (
x
e s
2
). Com isto, o número de graus de liberdade da
distribuição Qui-quadrado é:
= k - m – 1 (4.7)
= 5 - 2 - 1 = 2
84
Tabela 4.3 – Freqüência absoluta de ocorrência das classes para as distâncias de centro
Em x
Em z
i
h
i,0
f
i,e
h
i,e
i
h
i,0
f
i,e
h
i,e
1
1
0,060571
1,81713
1
3
0,07927
2,3781
2
7
0,207058
6,21174
2
4
0,162694
4,88082
3
12
0,357887
10,73661
3
6
0,262025
7,86075
4
7
0,268834
8,06502
4
8
0,260249
7,80747
5
3
0,091021
2,73063
5
9
0,159403
4,78209
Com o nível de significância α = 0,05 (95% de confiabilidade), obtêm-se da
tabela de distribuição Qui-quadrado o valor crítico de:
e
2
= 5,99
O intervalo de confiança é calculado através de (SCHUITEK, 1997):
2
=
(h
i,0
h
i,e
)
h
i,e
=1
(4.8)
Em x
2
= 0,08 como
2
<
e
2
não se pode rejeitar a hipótese nula. Pode-se
então considerar que a distribuição é normal. Na Figura 4.5 vê-se a distribuição de
freqüências das medições em x.
Figura 4.5 - Distribuição de freqüências das medições em x
Em z
2
= 0,75 como
2
<
e
2
não se pode rejeitar a hipótese nula. Pode-se
então considerar que a distribuição é normal. Na Figura 4.6 vê-se a distribuição de
freqüências das medições em z.
0
2
4
6
8
10
12
14
0,049
0,089
0,130
0,170
0,211
Freqüência
Bloco
Histograma em x
85
Figura 4.6 - Distribuição de freqüências das medições em z.
Desta forma, poderá ser considerado, em todo trabalho, que a distribuição das
medições de distâncias de centro do processo em questão é normal.
Para evidenciar o estado do controle estatístico e a variabilidade do processo,
foram elaboradas cartas de controle das médias e das amplitudes. Este passo, para
a condução da análise de capabilidade do processo, é muito importante, pois se o
processo estiver instável, a análise de capabilidade não representará fielmente o
processo. Estas cartas foram elaboradas com os dados da experiência da amostra
piloto nas duas direções x e z.
Foram obtidas 25 médias de amostras de quatro peças para as cartas de
controle preliminares. Estas cartas preliminares são elaboradas para estabelecer os
limites superiores e inferiores de controle. De posse desses limites, foram
elaboradas novas cartas utilizando os mesmos padrões das primeiras cartas,
totalizando uma análise de 200 peças para a elaboração das cartas de controle que
estão mostradas nas Figuras 4.7 a 4.10.
Figura 4.7 – Gráfico de controle das médias da amostra piloto na direção x
0
2
4
6
8
10
-0,118
-0,091
-0,063
-0,036
-0,009
Freqüência
Bloco
Histograma em z
86
Figura 4.8 – Gráfico de controle das amplitudes da amostra piloto na direção x
Figura 4.9 – Gráfico de controle das médias da amostra piloto na direção z
Figura 4.10 – Gráfico de controle das amplitudes da amostra piloto na direção z
A visão do estado de controle estatístico do processo é obtida com o uso
simultâneo das cartas X
e R. As cartas de controle evidenciam a existência de
causas comuns e podem caracterizar também a ocorrência de causas especiais.
Todavia, estas servem para medir a variabilidade causada por estas ocorrências e
não para identificá-las.
Se os valores da característica impressos no gráfico estiverem entre os limites
de controle superior e inferior, e livres das tendências anormais, o processo será
considerado como sob controle.
Western Electric Handbook 1956 apud Montgomery (2003) sugere um conjunto
de regras para detecção de padrões anormais em cartas de controle de médias:
1. Um ponto fora dos limites da carta de controle;
87
2. Dois de cada três pontos consecutivos, além de 2-sigma da linha
central;
3. Quatro em cinco pontos consecutivos, a uma distância além de 1-
Sigma da linha central;
4. Oito pontos consecutivos em um lado da linha central.
Não sendo detectado nenhum padrão anormal e estando todos os valores
entre os limites de controle superior e inferior, tanto do gráfico das médias quanto
das amplitudes, pode-se concluir que o processo está sob controle estatístico e que
pode ser realizada a análise de capabilidade.
4.1.3. Carta de controle
Para este estudo foi utilizada a carta de controle de processos já existente na
empresa. Esta carta é utilizada desde 1997 para verificação da capabilidade de
processos novos ou processos problemáticos. Um exemplo desta carta está
mostrado na Figura 4.11.
Figura 4.11 – Carta de controle utilizada na análise
88
4.1.4. Medição do diâmetro
Para ter uma idéia do formato do furo, foram medidos os diâmetros nas
direções x e z das 30 peças separadas para análise. Foi utilizado um comparador de
diâmetro interno conhecido popularmente como súbito com resolução de 0,01mm. A
média destes valores representa o diâmetro dos furos. A Figura 4.12 mostra o
instrumento utilizado para medição do diâmetro.
Figura 4.12 – Medição dos diâmetros
4.1.5. Medição da rugosidade
Apesar do processo sofrer acabamento mediante um alargamento, a grande
maioria das ferramentas testadas nunca foram utilizadas neste processo e isso
poderia gerar problemas qualidade, entre eles um aumento inaceitável da
rugosidade. Além disso, o alargamento não é realizado em toda a extensão do furo,
e isto confirma a necessidade desta análise.
Para possibilitar à medição da rugosidade, as peças analisadas tiveram que ser
cortadas devido à dimensão do furo, pois a ponta do rugosímetro disponível não
conseguiria medir em um diâmetro de 5 mm. Pela necessidade de destruição das
peças foram cortadas apenas as primeiras e últimas peças de cada amostra,
resultando na inutilização de 24 peças. Em cada furo preparado para análise foram
89
feitas três medições. A Figura 4.13 mostra um furo preparado para medição da
rugosidade e a trajetória da agulha de apalpação.
Figura 4.13 – Peça cortada para medição da rugosidade
O comprimento do furo foi dividido em três seções de 14 mm para medição da
rugosidade em três pontos. A média dos valores obtidos no primeiro teste e na
réplica representa a rugosidade de cada furo. A rugosidade medida foi a R
Z
especificada pela norma interna da empresa onde este trabalho foi realizado. Esta
norma, por sua vez, utiliza como referência a norma japonesa JIS B 0601:01 (2001).
Esta norma especifica termos, definições e parâmetros para medição de rugosidade
superficial. Na Tabela 4.4 pode-se ver os parâmetros normalizados para medição da
rugosidade.
Tabela 4.4 – Parâmetros para medição da rugosidade
Faixa de RZ (μm)
Comprimento do
Cut-off (c) (mm)
Comprimento da
amostra (ℓ) (mm)
Comprimento de
avaliação (ℓn) (mm)
(0,025) < RZ 0,10 as
0,08
0,08
0,4
0,10 < RZ 0,50
0,25
0,25
1,25
0,50 < RZ 10,0
0,8
0,8
4
10,0 < RZ 50,0
2,5
2,5
12,5
50,0 < RZ 200,0
8
8
40
Para medição da rugosidade, os corpos de prova foram colocados em uma
morsa para garantir boa fixação e o paralelismo com a trajetória da ponta de
medição. A Figura 4.14 mostra a forma de fixação dos corpos de prova.
90
Figura 4.14 – Forma de fixação dos corpos de prova
4.2. Ensaio de furação de longa duração
Os testes foram realizados em uma linha de produção que funciona em dois
turnos de 480 min seis dias por semana. Para garantir a confiabilidade das análises
evitando falhas de comunicação, falhas operacionais e o aumento do risco de
variações aleatórias do sistema, os ensaios foram realizados apenas no primeiro
turno.
Sabendo que tempo de ciclo da máquina é de 90 seg. e considerando uma
eficiência operacional de 90% prevendo os efeitos da fadiga e necessidades
fisiológicas do operador, tem-se uma capacidade diária de 249 peças por turno. Este
valor determina que para usinagem de 7000 peças serão necessários 28 dias
seguidos para realização dos testes de apenas uma geometria. Levando-se em
consideração os finais de semana e as interrupções nos ensaios para análise das
ferramentas no laboratório, os testes com as duas geometrias levaram cerca de três
meses para serem realizados.
Basicamente nesta segunda etapa da experimentação, acompanhou-se o
desgaste da ferramenta original e o desgaste da ferramenta que obteve melhor
91
desempenho na primeira etapa da pesquisa. A análise do desgaste das ferramentas
iniciou-se com a ferramenta atualmente utilizada no processo.
A ferramenta com a geometria 118° x 12° foi analisada após a usinagem de
500, 2000, 3500 e 7000 peças. Foi verificado que até 3500 peças não houve
desgaste significativo, e por este motivo a ferramenta foi avaliada, após esta análise,
depois da usinagem de 7000 peças.
Para o teste de longa duração da outra geometria (118° x 15°) foi levado em
consideração o comportamento do primeiro teste. Desta forma, a avaliação do
desgaste desta ferramenta foi realizada após a usinagem de 3500 e 7000 peças.
92
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES
Neste capítulo, são apresentados os resultados obtidos nos experimentos.
Inicialmente é mostrada a influência do ângulo de ponta e incidência, e a interação
destes na capabilidade da distância de centro do processo.
Na seqüência, são mostrados os resultados das alterações feitas na cunha de
corte sobre o diâmetro, inclinação e rugosidade do processo.
Por fim, é mostrado o acompanhamento do desgaste e a comparação da
usinabilidade das ferramentas por meio da verificação de forças de corte.
A apresentação dos dados dar-se-á basicamente na forma de gráficos,
apresentação de registros fotográficos e análises de significância.
5.1. Análise da capabilidade do processo
Para estudar a influência da geometria na estabilidade da distância de centro, é
necessária a análise dos índices CP em duas dimensões, que no caso são x e z.
Para as condições de corte estabelecidas, pode-se verificar todos os resultados dos
índices CP (primeiro teste e réplica) obtidos na direção x mostrados na Tabela 5.1.
Tabela 5.1 – Índices CP obtidos na direção x
Em x
Ângulo de ponta ()
110°
118°
130°
Ângulo de
incidência
(α)
12°
1,39
1,15
0,87
1,53
0,81
1,01
15°
1,05
1,66
1,51
1,07
1,23
1,83
Para analisar com confiabilidade os resultados obtidos, foi realizada uma
análise de significância, apresentada na Tabela 5.2.
93
Tabela 5.2 – Análise de significância dos valores de CP em x
Fonte da variação
SQ
gl
MQ
F
valor-P
F crítico
Ângulo de incidência
0,210675
1
0,210675
5,71322
0,054009
5,987378
Ângulo de ponta
0,017117
2
0,008558
0,23209
0,799675
5,143253
Interações
0,69845
2
0,349225
9,470508
0,013922
5,143253
Dentro
0,22125
6
0,036875
Total
1,147492
11
Verifica-se que alguns valores de CP ficaram abaixo do permitido (valor mínimo
é igual a um, de acordo com a Tabela 3.3). Sendo o valor-P obtido por cada fator
maior que 0,05, com uma confiabilidade de 95% e 5% de nível de significância
(α=0,05), observa-se que em x não houve significância estatística do ângulo de
ponta e do ângulo de incidência. Entretanto, a análise de variância apontou forte
significância para a interação dos fatores.
Os valores de CP obtidos de cada teste (primeiro teste e réplica), na direção z,
estão mostrados na Tabela 5.3.
Tabela 5.3 – Índices CP obtidos na direção z
Em z
Ângulo de ponta ()
110°
118°
130°
Ângulo de
incidência
(α)
12°
1,32
1,31
1,18
1,36
0,85
0,65
15°
1,38
2,37
1,18
1,67
2,16
1,54
A Tabela 5.4 apresenta a análise de significância dos resultados na direção z,
para uma confiabilidade de 95% e 5% de nível de significância.
Verifica-se que alguns valores de CP também ficaram abaixo do permitido. A
análise de variância, neste caso, apontou forte significância com o ângulo de
incidência, pois, para 95% de confiabilidade e 5% de nível de significância, o valor-P
alcançado por este fator ficou bem abaixo de 0,05.
94
Tabela 5.4 – Análise de significância dos valores de CP em z
Fonte da variação
SQ
gl
MQ
F
valor-P
F crítico
Ângulo de incidência
1,098075
1
1,098075
17,5248
0,005773
5,987378
Ângulo de ponta
0,574467
2
0,287233
4,58412
0,061894
5,143253
Interações
0,5384
2
0,2692
4,296316
0,069511
5,143253
Dentro
0,37595
6
0,062658
Total
2,586892
11
Já considerando todos os resultados obtidos juntos têm-se os valores contidos
na Tabela 5.5.
Tabela 5.5 – Índices CP obtidos nas direções x e z
Em x e z
Ângulo de ponta ()
110°
118°
130°
Ângulo de incidência (α)
12°
1,39
1,15
0,87
1,53
0,81
1,01
1,32
1,31
1,18
1,36
0,85
0,65
15°
1,05
1,66
1,51
1,07
1,23
1,83
1,38
2,37
1,18
1,67
2,16
1,54
Tabela 5.6 – Análise de significância dos valores de CP em x e z
Fonte da variação
SQ
gl
MQ
F
valor-P
F crítico
Ângulo de incidência
1,13535
1
1,13535
12,71745
0,002207
4,413873
Ângulo de ponta
0,196908
2
0,098454
1,102819
0,353345
3,554557
Interações
0,939325
2
0,469663
5,260851
0,015881
3,554557
Dentro
1,60695
18
0,089275
Total
3,878533
23
Desta forma, pode-se concluir que há significância estatística devido ao ângulo
de incidência e a interação dos ângulos de ponta e de incidência.
O fator que apresentou maior relevância na repetibilidade do processo foi o
ângulo de incidência, provavelmente devido ao alívio promovido ao processo pela
95
influência na diminuição da fricção entre a ferramenta e a peça. Na Figura 5.1 pode-
se verificar a média do CP para todas as geometrias testadas.
Figura 5.1 – Gráfico do CP médio obtido por cada geometria
No gráfico pode-se observar que a ferramenta atualmente utilizada (118°x12°)
obteve o segundo pior desempenho, com resultado muito próximo ao valor mínimo
aceitável. A melhor ferramenta foi a broca com ângulo de ponta de 118° e ângulo de
incidência de 15°, pois esta produziu como maior estabilidade e desta forma obteve
o maior valores do CP médio.
Estas duas ferramentas foram testadas nos ensaios de longa duração para
verificação e comparação das vidas das duas geometrias.
Estes resultados comprovam os resultados obtidos pelos testes individuais
como pode-se ver nas Tabelas 5.7 e 5.8, onde são apresentados os resultados
detalhados de todos os testes.
Verifica-se com estes resultados, que várias geometrias apresentam
probabilidade estatística de produção de peças não conformes, isto é, de atingirem
valores de distância de centro fora dos limites superiores e inferiores de
especificação. Entre estas geometrias merece destaque a ferramenta com 118°x12°,
pois esta é a original do processo.
Por outro lado também se obteve resultados satisfatórios com algumas
combinações do ângulo de ponta e de incidência. Várias geometrias conseguiram
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
110
118
130
CP MÉDIO
ÂNGULO DE PONTA
ÂNGULO DE INCIDÊNCIA 12
ÂNGULO DE INCIDÊNCIA 15
96
elevados valores de CP, mas destacou-se a geometria 118° x 15°, que tem as
curvas de distribuição mais distantes dos limites de especificação.
Tabela 5.7 – Resultados dos testes de curta duração para as geometrias 110°x12°, 110°x15° e
118°x12° (ângulo de ponta x ângulo de incidência)
Tabela 5.8 – Resultados dos testes de curta duração para as geometrias 118°x15°, 130°x12° e
130°x15° (ângulo de ponta x ângulo de incidência)
5.2. Análise da inclinação do furo
Um dos aspectos que agravam a dificuldade da usinagem do processo em
questão é o fato do mesmo ser interrompido (ver Figuras 1.2 e 1.3). Esta
peculiaridade pode interferir na centralização do processo, pois a interrupção não é
perfeitamente perpendicular ao eixo da broca e isto gera resultantes radiais no
processo que tendem a deslocar a ferramenta da trajetória prevista.
97
Para verificar esse fenômeno, a distância de centro do furo foi medida em dois
pontos, um a 3 mm e outro a 18 mm do início do processo (ver Figura 4.2). Foi
observado que as localizações dos dois pontos medidos, antes e depois da
interrupção, não foram as mesmas, evidenciando desta forma o deslocamento
provocado pela intermitência. Na Figura 5.2 observa-se um esquema deste
deslocamento.
Figura 5.2 - Esquema do deslocamento causado pela interrupção do processo
Nas Figuras 5.3 e 5.4 estão mostrados os gráficos da inclinação de todos os
furos medidos (30 peças após 10m de usinagem). Aqui também se deve observar os
fenômenos nas dimensões x e z. Sendo o sentido de furação da direita para
esquerda, nota-se que o comportamento da ferramenta segue um certo padrão em
todas as situações, nas respectivas dimensões analisadas.
Pode-se notar que em x o processo tende a deslocar-se no sentido negativo do
eixo, por sua vez em z o processo tende a deslocar-se no sentido positivo. A fim de
melhorar o entendimento tome-se como exemplo as medições realizadas durante o
primeiro teste da geometria com ângulo de ponta igual a 110° e ângulo de incidência
igual a 12°. Verifica-se neste caso, que os valores em x da esquerda para direita,
(sentido da furação), apontam para valores de distância de centro menores. Este
comportamento equivale a uma inclinação para esquerda na Figura 5.2 c, pois a
distância de centro para a referência, que é a face esquerda, está diminuindo. De
forma análoga em z, os deslocamentos no gráfico, da esquerda para direita,
98
aparecem aumentando. Este comportamento é um deslocamento para baixo na
Figura 5.2 b, pois está ocorrendo um distanciamento da referência.
Para analisar com confiabilidade esses dados e verificar se a amplitude do
deslocamento ou se o próprio deslocamento foi influenciado de alguma forma pelas
geometrias, foi realizada uma análise de variância.
O processo foi considerado linear e por isso foi realizada uma regressão linear
dos valores médios dos deslocamentos obtidos em cada teste nas duas dimensões.
Os valores dos deslocamentos médios e as respectivas funções que representam os
seus comportamentos estão mostrados na Tabela 5.9.
Tabela 5.9 – Deslocamentos médios e suas respectivas funções
EM X
EM Z
TESTE
GEOMETRIA
FINAL
INÍCIO
FUNÇÃO EM X
FINAL
INÍCIO
FUNÇÃO EM Z
1
110X12
38,879
38,947
0,067x + 38,81
103,285
103,271
-0,013x + 103,3
2
110X12
38,697
38,896
0,199x + 38,49
103,572
103,290
-0,281x + 103,8
1
110X15
38,602
38,680
0,077x + 38,52
103,316
103,344
0,028x + 103,2
2
110X15
38,691
38,745
0,053x + 38,63
103,371
103,355
-0,016x + 103,3
1
118X12
38,898
38,916
0,018x + 38,87
103,440
103,398
-0,042x + 103,4
2
118X12
38,731
38,900
0,169x + 38,56
103,518
103,256
-0,262x + 103,7
1
118X15
38,498
38,544
0,046x + 38,45
103,355
103,344
-0,011x + 103,3
2
118X15
38,412
38,579
0,166x + 38,24
103,522
103,383
-0,139x + 103,6
1
130X12
38,770
38,804
0,033x + 38,73
103,398
103,366
-0,031x + 103,4
2
130X12
38,778
38,810
0,031x + 38,74
103,411
103,382
-0,029x + 103,4
1
130X15
38,704
38,769
0,065x + 38,63
103,368
103,360
-0,007x + 103,3
2
130X15
38,672
38,765
0,093x + 38,57
103,417
103,376
-0,040x + 103,4
Os valores dos coeficientes angulares de cada função foram organizados em
tabelas para realização das análises de significância estatística. Na Tabela 5.10
estão os coeficientes angulares obtidos em x.
Tabela 5.10 – Coeficientes angulares das funções dos deslocamentos em x
Em x
Ângulo de ponta ()
110°
118°
130°
Ângulo de
incidência
(α)
12°
0,067
0,018
0,033
0,199
0,169
0,031
15°
0,077
0,046
0,065
0,053
0,166
0,093
99
Figura 5.3 – Inclinação dos furos analisados para as geometrias 110°x12°, 110°x15° e
118°x12° (ângulo de ponta x ângulo de incidência)
100
Figura 5.4 – Inclinação dos furos analisados para as geometrias 118°x15°, 130°x12° e
130°x15° (ângulo de ponta x ângulo de incidência)
101
A análise de variância está na Tabela 5.11.
Tabela 5.11 – Análise de variância dos coeficientes angulares em x
Fonte da variação
SQ
gl
MQ
F
valor-P
F crítico
Incidência (α)
2,41E-05
1
2,41E-05
0,005162
0,94506
5,987378
Ponta ()
0,005135
2
0,002567
0,550233
0,603383
5,143253
Interações
0,006965
2
0,003483
0,746414
0,513471
5,143253
Dentro
0,027995
6
0,004666
Total
0,040118
11
Na análise de variância da Tabela 5.11, os valores-P são maiores que 0,05 e,
por isso, conclui-se que não há significância estatística dos fatores nem da interação
destes na inclinação observada em x, com uma confiabilidade de 95% e 5% de nível
de significância (α=0,05).
Na Tabela 5.12 estão os coeficientes angulares da trajetória da ferramenta em
z.
Tabela 5.12 – Coeficientes angulares das funções dos deslocamentos em z
Em z
Ângulo de ponta ()
110°
118°
130°
Ângulo de
incidência
(α)
12°
-0,013
-0,042
-0,031
-0,281
-0,262
-0,029
15°
0,028
-0,011
-0,007
-0,016
-0,139
-0,04
A análise de variância está na Tabela 5.13.
Pela análise verifica-se que não há significância estatística dos fatores nem da
interação destes na inclinação observada em z, com uma confiabilidade de 95% e
5% de nível de significância.
102
Tabela 5.13 – Análise de variância dos coeficientes angulares em z
Fonte da variação
SQ
gl
MQ
F
valor-P
F crítico
Incidência (α)
0,018644
1
0,018644
1,602219
0,252517
5,987378
Ponta ()
0,015052
2
0,007526
0,646741
0,556736
5,143253
Interações
0,010736
2
0,005368
0,461318
0,651088
5,143253
Dentro
0,069819
6
0,011636
Total
0,11425
11
5.3. Análise do diâmetro
Os diâmetros de todas as peças foram medidos em duas direções. A Tabela
5.15 apresenta dois gráficos para cada teste. O primeiro mostra a amplitude e
dispersão das medidas e o segundo a média dos valores medidos. Estes valores
médios representam o valor do diâmetro obtido por cada geometria.
Os valores medidos e médios estão apresentados entre os limites de controle
do processo que é 5
0
+0,2
, e pode-se observar que nenhuma das geometrias obteve
valores fora do especificado.
Uma verificação dos gráficos leva a observar que há diferenças entre os
valores médios dos diâmetros obtidos por cada uma das geometrias, mas para
analisar com confiabilidade estes resultados será realizada uma análise de variância
dos diâmetros médios.
A Tabela 5.14 mostra os valores dos diâmetros médios organizados para
realização da análise de variância.
Tabela 5.14 – Diâmetros médios por geometria
Diâmetro médio
Ângulo de ponta ()
110°
118°
130°
Ângulo de
incidência
(α)
12°
5,11
5,05
5,07
5,06
5,05
5,04
15°
5,08
5,07
5,08
5,06
5,03
5,06
103
Tabela 5.15 – Medições e valores médios dos diâmetros por geometria
104
A análise de variância está mostrada na Tabela 5.16.
Tabela 5.16 – Análise de variância do diâmetro
Fonte da variação
SQ
gl
MQ
F
valor-P
F crítico
Incidência (α)
-8,7E-19
1
-8,7E-19
-1,8E-15
-
5,987378
Ponta ()
0,001517
2
0,000758
1,568966
0,283081
5,143253
Interações
0,00045
2
0,000225
0,465517
0,648723
5,143253
Dentro
0,0029
6
0,000483
Total
0,004867
11
Pela análise verifica-se que não há significância estatística dos fatores nem da
interação destes nos diâmetros médios de cada teste. Desta forma, não há relação
das dimensões dos diâmetros com os fatores geométricos verificados.
5.4. Análise da rugosidade
Após o processo estudado segue-se um processo de alargamento. Este
processo diminui a rugosidade melhorando, com isso, a qualidade superficial do furo.
Mas durante o estudo foram utilizadas geometrias nunca antes utilizadas no
processo, e isto levou a necessidade de avaliação da rugosidade. Além disso,
dependendo da variação da distância de centro sobreposta a uma rugosidade com
sulcos muito profundos, poderia ocorrer algum problema no processo posterior.
Na Tabela 5.17 pode-se ver os valores da medição da rugosidade.
Os furos foram divididos em três segmentos de 14 mm cada. Os valores que
representaram as rugosidades de cada geometria foram os valores das médias das
medições dos três segmentos, da primeira e da trigésima peça (do primeiro teste e
da réplica). Organizando estes valores pôde-se construir a Tabela 5.18.
105
Tabela 5.17 – Valores da rugosidade de todos os testes
Geometria ( x α)
Peça
Teste
Rz (μm)
110x12
1
1
28,50
29,40
29,90
110x12
30
1
28,80
24,90
31,90
110x12
1
2
29,50
27,70
23,60
110x12
30
2
25,40
26,30
31,80
118x12
1
1
28,50
24,90
28,50
118x12
30
1
26,60
33,30
23,40
118x12
1
2
26,50
20,90
37,30
118x12
30
2
19,90
37,30
25,80
130x12
1
1
24,40
22,90
25,30
130x12
30
1
21,50
30,30
28,30
130x12
1
2
14,70
19,00
18,90
130x12
30
2
16,40
26,30
22,20
110x15
1
1
33,30
42,30
38,00
110x15
30
1
27,20
26,60
26,30
110x15
1
2
22,30
23,60
18,30
110x15
30
2
28,60
27,30
34,20
110x15
1
3
22,20
20,20
16,40
110x15
30
3
39,10
29,10
14,60
118x15
1
1
29,00
33,60
27,40
118x15
30
1
24,20
32,10
31,60
118x15
1
2
21,00
17,80
24,20
118x15
30
2
22,00
26,20
22,50
130x15
1
1
25,40
17,20
18,70
130x15
30
1
25,50
23,30
34,80
130x15
1
2
21,60
39,90
18,80
130x15
30
2
18,40
27,90
23,30
Tabela 5.18 - Rugosidade média por geometria
Rugosidade RZ
Ângulo de ponta ()
110°
118°
130°
Ângulo de
incidência (α)
12°
28,90
27,53
25,45
27,38
27,95
19,58
15°
32,28
29,65
24,15
25,72
22,28
24,98
A Tabela 5.19 mostra a análise de variância destes resultados.
106
Tabela 5.19 – Análise de significância dos valores da rugosidade
Fonte da variação
SQ
gl
MQ
F
valor-P
F crítico
Incidência (α)
0,428148
1
0,4281481
0,03806466
0,85175237
5,987378
Ponta ()
52,28282
2
26,141412
2,32411146
0,17890495
5,143253
Interações
7,661713
2
3,8308565
0,34058365
0,72426369
5,143253
Dentro
67,4875
6
11,247917
Total
127,8602
11
Por esta análise pode-se concluir que não há significância estatística devido a
qualquer um dos dois fatores ou mesmo da interação destes.
Pode-se ver nas Tabelas 5.17 e 5.18 que os valores ficaram em torno da média
de 26,32μm, e devido ao sobremetal para o processo de alargamento, não houve
nenhum problema de qualidade durante os testes realizados.
5.5. Acompanhamento do desgaste da ferramenta
Nesta fase, as geometrias que obtiveram melhor repetibilidade nos testes de
curta duração foram observadas em operação. Para iniciar a comparação e verificar
com maior confiabilidade a evolução do desgaste foi realizado o registro fotográfico
da primeira geometria testada antes do início do ensaio (118° x 12°). Este registro
pode ser observado na Figura 5.5.
Figura 5.5 – Geometria 118° x 12° antes do teste com ampliação de 15x
Verificou-se o comportamento desta ferramenta em intervalos regulares quais
sejam: após a usinagem de 500, 2000, 3500 e 7000 peças. Devido às análises
107
serem realizadas em outro setor, e dependerem de autorização dos seus
responsáveis, demoravam em média uma semana. Desta forma, não puderam ser
realizadas muitas análises do desgaste da ferramenta para não comprometer o
prosseguimento da pesquisa.
A imagem da ferramenta em operação até 500 peças está mostrada na Figura
5.6.
Figura 5.6 – Aspecto da ferramenta com 118° x 12° após a usinagem de 500 peças com
ampliação de 15x
Na Figura 5.6 se verifica uma elevada adesão característica da usinagem de
ligas de alumínio com alta ductibilidade, mas também se observa que o perfil
geométrico da cunha de corte permanece sem alteração.
No centro da broca, onde a velocidade de corte é baixa, em furos em cheio a
formação da Aresta Postiça de Corte (APC) é inevitável (DINIZ, 2003).
Verifica-se que o maior empastamento ocorre nas regiões centrais, isto é,
próximas a aresta transversal. Sabe-se que a região da aresta transversal é a área
mais indesejada da geometria da broca, nela ocorre deformação ineficiente do metal
e altas forças. Embora a aresta transversal ocupe em média 15% do diâmetro total
da broca, esta região contribui, em média, com cerca de 50% da força de avanço
durante a furação, mas este valor pode alcançar 75% dependendo da ferramenta e
do material que está sendo usinado. A ação de corte da aresta transversal pode ser
representada por uma série de elementos com formato de anel com cortes
ortogonais, ângulos de ataque altamente negativos (-50° a -60°) e pequenas
velocidades tangenciais devido aos pequenos raios na região da aresta transversal
em torno do eixo da broca (WANG; ZHANG, 2008).
108
Além disso, nota-se também, mas com uma intensidade menor, adesão no
início do canal de saída de cavaco.
A aresta postiça é causada pelo encruamento do material da peça que solda-se
na superfície de saída formando uma nova superfície de corte. A geometria da
aresta postiça e a tendência de formação são função do material da peça, da
ferramenta, velocidade de corte e ângulo de saída (BATZER et al., 1998).
Devido à ocorrência do fenômeno de encruamento, segundo o qual um metal
dúctil se torna mais duro e mais resistente quando submetido a uma deformação
plástica, aumentando seu limite de resistência à tração e seu limite de escoamento,
houve receio em retirar esse material empastado na ponta da broca para não
danificar a aresta cortante (CALLISTER, 2006).
A ferramenta foi colocada novamente na máquina para prosseguimento dos
testes. Na Figura 5.7 poder-se ver a ferramenta após a usinagem de 2000 peças.
Figura 5.7 - Aspecto da ferramenta com 118° x 12° após a usinagem de 2000 peças com
ampliação de 15x
Após a usinagem de 2000 peças, observa-se praticamente o mesmo aspecto
de aderência da ferramenta depois da usinagem de 500 peças, tanto próximo a
aresta transversal quanto na própria aresta de corte. No entanto, nota-se um
pequeno aumento da adesão na superfície de saída da broca.
Neste momento, evidenciou-se que não houve desgaste aparente. Este
comportamento confirma a pequena abrasividade da liga usinada e projeta uma
elevada vida útil para a ferramenta.
109
Devido às dificuldades levantadas anteriormente para realização das medições
e dos testes, bem como a necessidade de cumprimento das atividades, prolongou-
se conforme cronograma proposto o terceiro intervalo de execução dos ensaios.
No terceiro intervalo do teste com a ferramenta 118° x 12°, foram processadas
mais 1500 peças totalizando 3500 peças usinadas. Pode-se ver a ponta da broca e
a superfície de saída da broca após a usinagem de 3500 na Figura 5.8.
Figura 5.8 - Aspecto da ferramenta com 118° x 12° após a usinagem de 3500 peças com
ampliação de 15x
Apesar do aumento da quantidade de material empastado na região da ponta e
da superfície de saída, o aspecto visual e a qualidade do furo, medido na área com
súbito e paquímetro, estavam dentro do padrão.
Devido à possibilidade de ocorrência de fratura e descaracterização da
geometria original da cunha de corte, optou-se pela não retirada do material aderido
e encruado devido ao esforço cíclico de usinagem.
Além disso, o trabalho em questão é um estudo de caso realizado em uma
empresa com produção contínua e seriada, e desta forma vários processos e
clientes posteriores dependem das peças produzidas. Este fato agrava ainda mais a
necessidade de não retirada do material aderido, pois o operador da máquina não
irá se preocupar nem terá tempo disponível para retirar o empastamento da ponta da
ferramenta.
Assim, a retirada do alumínio caracterizaria uma anormalidade do processo, e
sendo feita não seria observada à exposição fiel do processo. Independente da
110
condição, parâmetros de corte e geometria da ferramenta, a aderência em ligas de
AlSiCu, principalmente fundidas sob pressão ocorrerá.
Presume-se que a deposição de material na superfície da ferramenta ocorre
quando a temperatura for superior a 500°C independente da velocidade de corte
(LIU; CHOU, 2007).
Essa aderência tão comum na usinagem deste tipo de material, obviamente por
si só, modifica a geometria da cunha de corte dificultando a formação e escoamento
do cavaco.
Após a usinagem de 7000 peças, que é o limite máximo permitido de utilização
desta ferramenta conforme procedimento interno da empresa, a ferramenta
apresentou desgaste significativo apenas na superfície de incidência, caracterizando
desta forma um desgaste de flanco proveniente de abrasão. O desgaste de flanco
da ferramenta com ângulo de ponta igual a 118° e de incidência igual a 12°, pode
ser visto nas Figuras 5.9 e 5.10.
Figura 5.9 – Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta de
118° e de incidência de 12° com 30x (flanco A)
Nas duas fotos o desgaste de flanco foi de 0,16 mm e, desta forma, está bem
abaixo do valor de referência que, conforme ISO 3685, é V
BB
= 0,3 mm.
A Figura 5.11 confirma que não há desgaste de qualquer tipo nas duas
superfícies de ataque da broca.
Norteado pelo comportamento da ferramenta com ângulo de ponta de 118° e
de incidência de 12°, iniciou-se o teste de longa duração com a ferramenta com
111
ângulo de ponta de 118° e de incidência de 15°. Como se verificou nos testes
anteriores, a geometria original do processo não apresentou desgaste evidente até a
usinagem de 3500 peças. A finalidade desta etapa de testes é comparar o
comportamento em longa duração destas duas ferramentas, portanto o primeiro
teste, da segunda geometria, teve duração de 3500 peças.
Figura 5.10 - Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta
de 118° e de incidência de 12° com 30x (flanco B)
Figura 5.11 – Aspecto das superfícies de saída da broca com ângulo de ponta de 118° e
de incidência de 12°, após a usinagem de 7000 peças com 15x (flancos A e
B)
Nas Figuras 5.12 e 5.13, pode-se verificar o aspecto da ferramenta com ângulo
de ponta de 118° e de incidência de 15° após a usinagem de 3500 peças.
112
Figura 5.12 - Aspecto da ferramenta com 118° x 15° após a usinagem de 3500 peças com
ampliação de 15x (flanco A)
Figura 5.13 - Aspecto da ferramenta com 118° x 15° após a usinagem de 3500 peças com
ampliação de 15x (flanco B)
Apesar do elevado grau de adesão na ponta da ferramenta pode-se identificar
acentuado desgaste, se comparada com a ferramenta com 12° de ângulo de
incidência. No flanco A o V
Bmax
foi igual a 0,15 mm, já no flanco B esse valor foi igual
a 0,23 mm, bem superior ao valor do desgaste apresentado pela outra ferramenta
após a usinagem de 3500 peças.
No entanto, essa geometria também não apresentou qualquer alteração nas
superfícies de saída do cavaco, mas apresentou, nesta região, adesão mais
proeminente em relação à outra ferramenta.
Nas Figuras 5.14 e 5.15 pode-se observar os efeitos do desgaste na cunha de
corte da ferramenta com ângulo de incidência de 15° após a usinagem de 7000
peças.
No flanco A o V
Bmax
foi igual a 0,27mm. Já no flanco B esse valor foi igual a
0,37mm, bem superior ao valor do desgaste apresentado pela outra ferramenta após
a usinagem de 7000 peças.
113
Figura 5.14 - Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta de
118° e de incidência de 15° com 40x (flanco A)
Figura 5.15 - Desgaste de flanco após 7000 peças com ângulo de ponta de
118° e de incidência de 15° com 40x (flanco B)
Pode-se verificar nas Figuras 5.13 e 5.14, devido às irregularidades bastante
evidentes, que ao contrário do desgaste frontal que retirou partículas muito
pequenas durante toda extensão do teste com a geometria 118° x 12°, ocorreu com
a geometria 118° x 15° à quebra de pedaços do gume, produzindo desta forma
superfícies ásperas e irregulares.
Este tipo de falha, conhecido como lascamento, ocorre devido à
sobressolicitações de origem mecânica ou térmica, e é causado principalmente
devido (STEMMER, 2005):
a) Ângulo de cunha muito pequeno;
114
b) Cortes interrompidos ou impactos, especialmente na usinagem de
materiais muito tenazes;
c) Inclusões duras no material da peça.
A primeira causa levantada apresenta-se como a mais importante e evidente
pelo fenômeno ocorrido. Devido ao valor do ângulo de incidência ser elevado e sem
alteração do ângulo de saída houve, conseqüentemente, a diminuição do ângulo de
cunha e desta forma ocorreu o comprometimento da resistência da ferramenta.
A causa seguinte, qual seja, a interrupção do furo, é característica e também
objeto de estudo do processo. Como verificado anteriormente, a interrupção
influencia na trajetória da ferramenta produzindo inclinações bastante agudas. Foi
verificado estatisticamente que, apesar de completamente manifesto nesse
comportamento, não há influencia da geometria. No entanto, neste instante, pode-se
observar que esta intermitência pode alterar a geometria da ferramenta.
A última causa levantada é menos provável, mas não pode ser negligenciada,
pois se a liga usinada mantiver contato por tempo prolongado com o oxigênio poderá
ocorrer à formação de óxidos de alumínio. Esses óxidos são muitas vezes mais
duros que a ferramenta utilizada e desta forma poderá haver o lascamento da
ferramenta.
As ligas Al-Si que contêm aproximadamente 12% de Si têm elevada resistência
em elevadas temperaturas, no entanto, o excesso de silício torna o material muito
abrasivo e isto é bastante impactante para usinabilidade (LIU; CHOU, 2007).
O desgaste da ferramenta durante a usinagem de ligas de alumínio que contêm
muito silício ocorre devido à abrasão proveniente das partículas de Si. A abrasão e
adesão induzem micro lascamentos na aresta de corte devido à remoção periódica
promovida pela aresta postiça, pois o material da peça se deposita constantemente
na superfície da ferramenta durante a usinagem de ligas Al-Si (Ibidem).
Partículas de Si em ligas de Al-Si hipereutéticas podem causar fratura na
aresta de corte durante a usinagem, e dependendo da temperatura pode ocorrer
difusão destas partículas na superfície da ferramenta prejudicando o seu
desempenho (Kazuyuki e Masamichi, 1980 apud LIU; CHOU, 2007).
115
O desgaste durante a usinagem de ligas de Al-Si não depende somente do par
ferramenta-peça, mas também do próprio processo de corte. Desgaste abrasivo
pode aparecer quando a liga contém inclusões. Entretanto, na maioria dos casos, os
danos a ferramenta são causados pela adesão do material usinado na superfície da
ferramenta (NOUARI, 2005).
A geometria da ferramenta muda seriamente devido a adesão e,
conseqüentemente, a qualidade da superfície usinada e as tolerâncias geométricas
requeridas podem ser prejudicadas.
A interface cavaco-ferramenta pode alcançar elevados valores de temperaturas
durante a usinagem de ligas de alumínio. Deste modo, com altas velocidades de
corte, a camada aderida cresce progressivamente durante o processo de furação
causando fragmentação da aresta de corte (Ibidem).
Quando a furação é realizada com baixa velocidade, a temperatura de corte é
reduzida e a quantidade de material aderido também. A presença de revestimentos
diminui ainda mais o efeito da temperatura e, conseqüentemente, tendência de
aderência (Ibidem).
A hipótese de ter ocorrido sobressolicitações de origem térmica está
descartada, pois deveria aparecer fissuramento do gume, e isto não ocorreu. Para
complementar o alumínio tem excelente condutividade térmica, o que facilita a
dissipação de calor durante o processo, e foi utilizado fluido de corte em abundância.
Além disso, experimentos indicaram que embora a temperatura seja
aproximadamente uniforme ao longo da aresta de corte, ela assume seu valor
máximo próximo a aresta transversal e como pode-se ver as falhas mais importantes
ocorreram próxima a quina (BONO, 2006).
Pode-se também alegar que o lascamento é um tipo de avaria aleatória, e que
pode ter sido um revés que ocorreu durante o teste. Esta afirmação é derrubada
pelo simples fato de ter ocorrido nas duas arestas principais de corte e em regiões
relativamente parecidas.
Se esta avaria for vista como um desgaste de flanco de entalhe pode-se
considerar, de acordo com a métrica aplicada, que sendo menor que um milímetro
está dentro do limite admissível. Os valores encontrados, no entanto, foram bem
inferiores a este.
116
De posse dos valores de desgaste de flanco pode-se traçar e comparar os
gráficos de vida das duas ferramentas testadas, conforme Figura 5.16.
Figura 5.16 – Curva de desgaste de flanco das duas geometrias testadas
Desde o início do planejamento dos experimentos, eram previstas dificuldades
em conciliar o estudo científico com as características da produção seriada. A
dinâmica da fabricação em série por si só, sem perturbações externas, tem muitos
atrasos e perdas produtivas. Desta forma, não foi realizada uma coleta maior de
dados para curva de desgaste das ferramentas.
Nos mesmos pontos onde foram avaliados os desgastes das ferramentas
também foram verificados os índices de capabilidade CP para aquelas condições. O
objetivo é a comprovação dos resultados obtidos na primeira fase de testes.
Na Figura 5.17 observa-se os índices CP e as respectivas probabilidades de
rejeição das ferramentas nas dimensões x e z nos dois momentos de análise do
desgaste.
Verifica-se nestes testes que os valores admissíveis para garantir a qualidade e
estabilidade do processo só foram atendidos até 3500 peças com a geometria
118°X15°.
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0 pçs
3500 pçs
7000 pçs
0 m
147 m
294 m
0 min
105 min
210 min
VB [mm]
118 X 12
118 X 15
VB [máximo]
117
Figura 5.17 – Capabilidade, representação da distribuição e probabilidade de rejeição para
as geometrias testadas após 3500 e 7000 peças
Na Figura 5.18 pode-se ver os valores médios do índice de capabilidade
comparados com o valor mínimo admissível conforme Tabela 3.3. O valor mínimo
permitido é 1,00, pois neste valor as medidas ficam contidas entre os limites superior
e inferior de especificação.
Figura 5.18 – Valores de CP após a usinagem de 3500 e 7000 peças
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
230 pçs
3500 pçs
7000 pçs
10 m
147 m
294 m
6,9 min
105 min
210 min
CP médio
118 X 12
118 X 15
CP [mínimo]
118
Verifica-se que os comportamentos das duas geometrias não são tão distintos.
A ferramenta atualmente utilizada no processo (118° x 12°) manteve-se, apesar do
valor próximo ao mínimo admissível, com sua dispersão praticamente imutável, mas
piorado com o aumento do desgaste da ferramenta.
Por outro lado, a ferramenta que conseguiu o melhor resultado na primeira
etapa dos testes, apresentou bastante sensibilidade ao desgaste, pois aumentou
sua dispersão até valores muito abaixo do admissível. Entretanto, este fenômeno só
ocorreu na segunda metade do período correspondente ao teste de longa duração.
Na primeira metade do teste de longa duração, a ferramenta com ângulo de
incidência igual a 15° apresentou comportamento bem mais estável, garantindo
desta forma a qualidade do processo até a usinagem de 3500 peças.
5.6. Resultados dos esforços de corte
Com o objetivo de verificar o comportamento da ferramenta durante o processo
de usinagem e a usinabilidade das geometrias nos testes de longa duração, foi
monitorada a carga do eixo principal durante a utilização das ferramentas novas e
desgastadas das configurações 118°x12° e 118°x15°.
Esta é uma forma indireta de medição das forças ativas de usinagem, e está
baseada no comportamento da máquina durante a execução do processo.
Foi monitorada a potência utilizada pelo eixo-árvore (splindle) em função do
número de rotações em intervalos discretos, desde o acionamento até a interrupção
de alimentação do motor. Desta forma obteve-se primeiramente o resultado dos
esforços de corte e não força efetiva.
Foram elaborados gráficos da potência de corte em função do número de
rotações do spindle como pode-se ver na Figura 5.19.
Nos gráficos da Figura 5.19 pode-se ver claramente os picos de acionamento e
desligamentos característicos dos motores elétricos, bem como as fases de
ocorrência do processo de usinagem e de passagem completa da ferramenta.
119
Figura 5.19 – Potência do motor do eixo principal em função do número de rotações para
as geometrias 118°x12° e 118°x15° novas e desgastadas
Para realização do processo nas duas configurações de geometria e nas
condições de novas e desgastadas, as duas ferramentas necessitaram de 10% da
potência total do motor de acionamento do eixo principal, já que 5% são necessários
para o giro em vazio da ferramenta. Este valor equivale a 0,37 kW, e das equações
2.1 e 2.2 pode-se obter os valores do momento torçor e da força de corte que são
respectivamente iguais a 0,504 N.m e 200 N.
Manna e Bhattacharayya (2005) usinando uma liga de Alumínio com 12% de
silício com uma ferramenta de metal duro sem revestimento classe K10, verificaram
a magnitude da força de corte pelo método direto utilizando um dinamômetro
piezelétrico. Para velocidade de corte de 110 m/min observou-se uma força de corte
igual a 160 N, que é um valor compatível com o resultado obtido.
Com os resultados obtidos, verifica-se que não houve influência na
usinabilidade nem devido ao desgaste e nem devido à alteração da geometria
proveniente do fenômeno de adesão ocorrido na ponta da ferramenta.
Do ponto de vista da usinabilidade, levando-se em conta os esforços de corte,
a ferramenta que obteve o desgaste mais pronunciado no teste de longa duração
poderia ainda ser utilizada. Todavia, verificou-se durante o acompanhamento da
120
ferramenta em produção normal, que o desgaste influencia negativamente na
dispersão do processo.
121
6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
6.1. Conclusões
Metodologias estatísticas de controle de qualidade de processos podem ser
utilizadas com sucesso principalmente em empresas com grande produção, para
garantir a conformidade dos seus produtos, para obtenção de diminuição de rejeição
interna e para alcançar a aprovação de todos os clientes da cadeia.
No entanto, apesar da comprovação da utilidade destas técnicas para
melhorias de processos, é importante observar que estas devem ser aplicadas
prudentemente e que a análise dos seus resultados, por si só, não irá solucionar os
problemas. Ela apenas fornece um diagnóstico, baseados nos dados coletados do
processo, produzindo informações valiosas sobre o comportamento, as tendências e
estabilidade do processo.
Aliado às ferramentas do controle estatístico do processo, é necessário um
profundo conhecimento do processo estudado, a fim de utilizar as informações
obtidas e propor melhorias que realmente influenciem no aumento da qualidade.
O objetivo geral deste trabalho foi o de estudar e melhorar um processo
problemático de furação de uma liga AlSi em uma linha de produção seriada. Para
alcançar este objetivo foram testadas algumas combinações de valores
recomendados de ângulos de ponta e de incidência.
Nos testes de curta duração que foram realizados para verificar a variabilidade
média de cada geometria, verificou-se que houve influência na dispersão das
localizações dos furos devido ao ângulo de incidência e a interação deste com o
ângulo de ponta.
Os resultados dos testes de curta duração apontaram que a ferramenta com
ângulo de ponta de 118° e de incidência de 15°, é a ferramenta com a melhor
repetibilidade entre as testadas, pois obteve o maior valor do índice de capabilidade
CP.
Verificou-se também que a ferramenta original do processo, que tem ângulo de
ponta de 118° e de incidência de 12°, obteve o segundo pior resultado dos testes.
122
Para comprovar e assegurar a confiabilidade dos resultados obtidos nos testes
preliminares foram realizados testes de longa duração com estas duas geometrias.
A ferramenta com ângulo de ponta de 118° e de incidência de 12° apresentou
bastante uniformidade nos resultados dos índices de capabilidade CP em todos os
intervalos verificados. Apesar disto, os valores de CP encontrados foram próximos
do menor valor admissível e desta forma, esta geometria tende a produzir um
número elevado de peças não conformes.
A segunda ferramenta analisada no teste de longa duração, que tinha ângulo
de ponta de 118° e de incidência de 15°, apresentou excelentes resultados até a
usinagem de 3500 peças que, para linha onde foi realizado o estudo, equivale a
aproximadamente 14 turnos de produção. Neste período não houve produção de
peças com defeito.
A ferramenta de corte sofre constante modificação de geometria devido ao
desgaste e, principalmente durante a usinagem de ligas AlSiCu, devido ao
surgimento da aresta postiça de corte. Entretanto, o estudo de capabilidade não leva
em consideração os fenômenos inerentes ao processo de desgaste da ferramenta,
sendo necessário o acompanhamento da ferramenta em condições normais de
operação para comprovar os resultados estimados.
O ângulo de incidência igual a 15° diminuiu o ângulo de cunha e,
conseqüentemente, a resistência da aresta de corte, que, devido à
sobressolicitações de origem mecânica, acabou sofrendo lascamento. Este tipo de
avaria da cunha de corte poderia ser considerada circunstancial, necessitando desta
forma da realização de outro teste de longa duração com esta geometria. No
entanto, a eventualidade deste fenômeno foi descartada devido ao fato de terem
ocorridos dois lascamentos praticamente idênticos e na mesma região de cada
aresta principal de corte.
A ocorrência do lascamento é bastante indesejada, pois, dependendo do
tamanho e da profundidade da descontinuidade gerada por esta avaria, poderá
ocorrer a retirada de muito material da cunha de corte em futuras afiações. Isto
ocorrerá para eliminação da irregularidade gerada e, poderá ocasionar um aumento
excessivo da aresta transversal e também limitar a quantidade de afiações
posteriores.
123
Para verificar a importância da interrupção do processo proveniente do canal
bruto já existente, foi medida a localização do centro de cada furo em um ponto
antes e depois da interrupção. Através de regressão linear foram obtidos os
coeficientes angulares das trajetórias médias de cada geometria.
Analisando os resultados, observou-se que a interrupção tem influência
significativa sobre a trajetória da ferramenta. Ocorreu desvio da ferramenta sempre
com o mesmo padrão entre as duas direções x e z, mas a geometria da ferramenta
não exerceu qualquer influência sobre este comportamento.
Para verificar a influência do ângulo de ponta e incidência sobre a rugosidade,
foram realizadas medições da primeira e última peça de cada teste de curta duração.
Por sua vez, para análise dimensional do diâmetro, todas as peças dos testes de
curta duração foram medidas em duas direções perpendiculares.
Os valores da rugosidade e diâmetro médios obtidos no processo
permaneceram estáveis. No entanto não foi evidenciada significância estatística
devido à alteração dos fatores geométricos estudados da ferramenta.
Verificou-se que o aumento do desgaste de flanco é diretamente proporcional a
variabilidade do processo e conseqüentemente inversamente proporcional ao índice
de capabilidade CP. Devido às constantes alterações das geometrias das
ferramentas de corte testadas, em decorrência de processos abrasivos e de adesão,
o índice de capabilidade de cada geometria torna-se dinâmico.
Antes da realização deste estudo, as ferramentas com 118°x12° (originais do
processo) eram substituídas sempre no início do primeiro turno, depois de passados
dois turnos de produção totalizando uma quantidade de 498 peças. Depois da
análise realizada, observou-se que este procedimento é o mais correto para esta
geometria, pois diminui a probabilidade de produção de peças não conformes.
A ferramenta com 118°x15° possibilita a produção segura de peças conformes
até a quantidade de 3500 peças, assegurando desta forma, além da eliminação do
problema crônico do deslocamento com seu respectivo processo de acabamento,
um aumento da eficiência produtiva da linha.
124
A verificação da força de corte confirmou que não há diferença significativa na
usinabilidade, quanto aos esforços de corte, das duas geometrias testadas durante a
usinagem da liga utilizada.
Pode-se dizer que tanto o objetivo geral quanto os objetivos específicos foram
alcançados. Os resultados estão perfeitamente alinhados com as referências, e as
informações mais relevantes obtidas durante a realização do estudo, foram utilizadas
para o diagnóstico e melhoria do processo.
6.2. Sugestões para trabalhos futuros
O trabalho realizado foi um estudo de caso de um processo bastante particular,
mas a essência do estudo deixa abertura para a sugestão de trabalhos futuros.
Além disso, devido aos experimentos terem sido realizados em uma empresa
que cumpre rigorosamente vários procedimentos, que às vezes eram incompatíveis
com a análise, o estudo teve algumas limitações que também abriram lacunas e
apontaram para possibilidade de realização de futuros trabalhos. Algumas sugestões
para trabalhos futuros seguem:
Realizar uma avaliação dos furos adotando outros parâmetros de avaliação da
qualidade, como linearidade e circularidade.
Estudar como a aresta postiça de corte influencia na capabilidade do processo
devido alteração de geometria da ferramenta.
Recomenda-se estudar o efeito sobre a variabilidade do processo devido ao
aumento da aresta transversal ocasionado pelas sucessivas reafiações.
Fazer uma análise do descarte do processo (cavaco).
Explorar a utilização de revestimentos. Dessa forma, seriam testadas outras
faixas de parâmetros de corte.
Verificar os efeitos do fluido lubri-refrigerante sobre as grandezas de saída do
processo.
Outra sugestão seria fazer um estudo detalhado da integridade da superfície ao
longo do furo, em diversas condições de corte.
Recomenda-se também realizar um estudo focalizado na área de vibrações
para o conhecimento de suas conseqüências no processo de furação profunda.
Aplicar outros tipos de brocas para a profundidade de furo e material testado.
125
Avaliar a influência de outros fatores geométricos como, por exemplo, o ângulo
de hélice.
Estudar de forma mais detalhada a influência das forças atuantes no processo
e medir estas forças utilizando dinamômetros.
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2001.
131
ANEXO A – CERTIFICADO DE INSPEÇÃO DA MÁQUINA
Relatório de conformidade solicitado ao fabricante do centro de usinagem
utilizado no experimento. Neste relatório verifica-se que a repetibilidade da máquina
está dentro dos limites admissíveis.
132
133
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