Agradecimentos - Programa de de Pós-Graduação em Engenharia ...

A Deus 

Pois é ele quem guia e ilumina 

os meus passos no caminhar. 

Dedico aos meus pais, Adir e Marilene; 

por sempre estarem realmente juntos a tudo que faço; 

a minha família e aos meus irmãos Daniela e Heguiberto; 

pois também é por vocês que continuo a caminhar. 

i

Agradecimentos 

Ao professor Wisley Falco Sales pela confiança, amizade, dedicação e a 

orientação sempre precisa, neste e outros trabalhos. 

Ao professor Jánes Landre Júnior também pela orientação, amizade, 

dedicação e presteza, que enriqueceu bastante o trabalho. 

Agradeço a Fiat Powertrain pela parceria que só vem a contribuir a todas as 

partes envolvidas. Em especial, ao Engenheiro Antônio Maria de Souza Júnior 

pela coragem em apostar neste trabalho e pelo fornecimento de todos os 

insumos necessários. 

Ao Walter Seppe pela parceria direta e por intermediar de forma precisa e 

eficiente todas as necessidades do projeto. 

Agradeço a PUC Minas pela oportunidade e disponibilização dos laboratórios e 

máquinas para a realização da pesquisa. 

Aos professores da PUC Minas pela contínua prontidão em ajudar. 

Aos funcionários que sempre dão o suporte necessário, em especial a Valéria 

pela orientação e presteza e ao Jomar que é muito responsável por tudo isto, 

pois com ele que tudo começou. 

Aos funcionários e amigos do laboratório de mecânica que tem uma 

contribuição muito grande neste trabalho e em especial ao Carlos e Ivan, que 

me deram suporte todo este tempo. 

ii

Agradecimentos iii 

Ao Pablo pela amizade e presteza, que de forma diferente em etapas distintas 

auxiliou e contribuiu para a realização do trabalho. 

Ao Cristiano pela imensa prontidão, amizade e por estar, na mais sincera 

concepção da palavra, em várias etapas desta pesquisa. 

Aos amigos e colegas da PUC Minas em especial a Camila pela ótima 

convivência; que sempre auxiliou, intencionalmente ou não, na totalidade de 

todo o processo de construção desta dissertação.

Resumo 

A operação convencional de rosqueamento envolve dois distintos processos: 

furação e usinagem da rosca. Para realizar o rosqueamento, logo após a 

conclusão da etapa de furação, é necessário que algum tempo seja 

despendido para a mudança da ferramenta ou para mover a peça de trabalho 

para uma nova máquina ferramenta. Recentemente, uma ferramenta híbrida foi 

desenvolvida, de forma a ser capaz de realizar as duas etapas de usinagem 

em um único passo e não há a necessidade de inversão da rotação do eixo 

árvore. Entretanto, como no processo tradicional, este procedimento de 

usinagem exige um alto lead-time para ser implementado no ambiente fabril, o 

qual é necessário para se determinar os parâmetros ideais de corte. Assim, 

este trabalho apresenta uma proposta de implementação do processo de furo- 

rosqueamento, indicando suas particularidades, limitações e vida útil da 

ferramenta. Para tanto, estudou-se o processo de usinagem utilizando esta 

nova ferramenta e seus reflexos na peça final. A etapa de usinagem foi 

monitorada por meio de um conjunto de acelerômetros e a qualidade da peça 

avaliada por calibrador passa não passa, além disto, utilizou-se a formulação 

de elementos finitos para comparar a peça resultante do novo processo com a 

do processo tradicional. Também foi realizada uma otimização dos 

procedimentos para o sistema de fixação da peça usando métodos 

matemáticos (MEF e ODS) e medições do comportamento dinâmico, visando à 

estabilidade e aumento da vida útil da ferramenta. No início do trabalho a 

ferramenta realizou até três furos antes do colapso e durante o 

desenvolvimento da metodologia este número passou para 5700 furos. No final 

do projeto, após a otimização realizaram-se 30253 furos roscados com 

qualidade requerida no projeto. 

Palavras-chave: rosqueamento, furação, furo-rosqueamento, vida da 

ferramenta, método dos elementos finitos, estabilidade dinâmica. 

iv

Abstract 

Conventional threading operations involve two distinct machining processes: 

drilling, followed by threading. In order to machine the thread, just after the 

drilling step, some time is needed to change the tool or to move the work piece 

to another machine tool. A combined tool was recently developed, which is 

capable to do these two machining steps at once, and the rotation of the spindle 

does not need to be inverted, differing from conventional processes. However, 

this process still demands a large lead-time to be started on the shop floor, and 

the reasons are attributed to determining the ideal cutting parameters. This 

work presents an implementation proposition of the combined process, named 

tap milling, indicating limitations, particularities and expected tool life. For this, 

the machining process using this new tool was studied, and also the 

modifications on the final piece. The machining step was monitored using a set 

of accelerometers, and the workpiece quality evaluated using a thread gauge. 

Besides, the finite element formulation was used to compare the resulting 

pieces of both the traditional and the new processes. In addition, the setup 

system was optimized using mathematical methods (FEM and ODS) and 

dynamic behaviour measurements, so as to achieve stability and increase the 

tool life. This project started machining up to 3 threads before tool failure, but 

during development, the tool performed about 5700 threads. After optimization, 

the tool could perform 30253 threads within the quality level required. 

Keywords: threading, drilling, tap milling, tool life, finite element method, 

dynamic stability. 

v

Sumário 

CAPÍTULO 1....................................................................................................................1 

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

1.1- Contexto geral........................................................................................................1 

1.2- Objetivos................................................................................................................6 

1.2.1- Objetivos específicos ......................................................................................6 

CAPÍTULO 2....................................................................................................................8 

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .....................................................................................8 

2.1- Usinabilidade .........................................................................................................8 

2.1.1- Alumínio: o material ser usinado....................................................................9 

2.1.1.1- O processo de fundição..........................................................................10 

2.1.1.2- A liga Al-Si-Cu: aspectos metalúrgicos.................................................11 

2.1.1.3- A usinabilidade das ligas de alumínio ...................................................13 

2.1.2- A usinabilidade no processo de rosqueamento.............................................15 

2.2- Formas de avaliação da usinabilidade: monitoramento e medição......................17 

2.2.1- Vida da ferramenta........................................................................................18 

2.2.1.1- Ferramentas do processo de rosqueamento ...........................................19 

Materiais de ferramenta...................................................................................21 

2.2.1.2- Retirada de material: cavaco..................................................................22 

Formação do cavaco........................................................................................22 

2.2.1.3- Interface cavaco-ferramenta, desgaste e mecanismos de desgaste........28 

2.2.1.4- Esforços na usinagem ............................................................................38 

2.2.1.5- Fluido de corte .......................................................................................39 

2.2.1.6- Modo de avaliação da vida da ferramenta .............................................40 

Implicações dos parâmetros mensuráveis na vida da ferramenta ...................40 

Tipos de monitoramento .................................................................................42 

2.2.2- Avaliação da estabilidade dinâmica..............................................................47 

2.2.3- Avaliação por meio dos métodos de elementos finitos (MEF).....................48 

2.2.3.1- Características gerais do MEF aplicados aos sólidos tridimensionais...49 

Funções de interpolação..................................................................................53 

Quadratura de Gauss .......................................................................................54 

Montagem do conjunto de elementos finitos ..................................................55 

Determinação dos deslocamentos, tensões e deformações do sistema ...........56 

2.2.3.2- Análise não-linear..................................................................................59 

Não linearidade de material ............................................................................59 

Relações constitutivas de um material não-linear...........................................61 

2.2.3.3- Contato...................................................................................................63 

Formulação de contato ....................................................................................65 

Modelo de atrito ..............................................................................................68 

CAPÍTULO 3..................................................................................................................70 

MATERIAIS E MÉTODOS .......................................................................................70 

3.1- Processo de caracterização do material da peça usinada .....................................71 

3.1.1- Ensaio de dureza ...........................................................................................73 

3.1.2- Análise de Micrografia .................................................................................75 

3.2- Preparação dos corpos de prova a serem usinados ..............................................76 

3.2.1- Processo de desbaste ou faceamento dos corpos de prova ...........................76 

3.2.2- Sistema de fixação dos corpos de prova .......................................................77 

3.3- Ferramental do processo de furação macho-fresa................................................78 

3.4- Sistema de medição e monitoramento da qualidade da peça produzida..............81 

vi

Sumário vii 

3.4.1- Avaliação da vida da ferramenta macho-fresa..............................................82 

3.4.1.1- Sistema de aquisição..............................................................................84 

3.4.1.2- Processamento de sinal ..........................................................................86 

3.4.2- Otimização da vida da ferramenta ................................................................88 

3.4.3- Avaliação da qualidade da peça....................................................................90 

3.4.3.1- Avaliação por meio do método de elementos finitos (MEF).................91 

CAPÍTULO 4..................................................................................................................97 

RESULTADOS E DISCUSSÕES ..............................................................................97 

4.1- Experimentos de caracterização do material a ser usinado..................................97 

4.1.1- Ensaio de dureza ...........................................................................................97 

4.1.2- Ensaio de micrografia .................................................................................101 

4.2- Experimentos de usinagem ................................................................................104 

4.2.1- Pré-testes.....................................................................................................105 

4.2.2- Avaliação da vida da primeira ferramenta e qualidade dos furos gerados .107 

4.2.3- Avaliação da vida da segunda ferramenta e qualidade dos furos gerados..110 

4.2.4- Avaliação da vida da ferramenta pelo monitoramento de sinais ................112 

4.2.4.1- Monitoramento da primeira ferramenta...............................................112 

Parâmetros elétricos: Corrente, potência e tensão.........................................113 

Sinal de aceleração: FFT referente à primeira ferramenta............................114 

4.2.4.2- Monitoramento da segunda ferramenta ...............................................117 


Sinal de aceleração: FFT referente à segunda ferramenta ............................119 

4.3- Otimização da vida da ferramenta .....................................................................122 

4.3.1- Avaliação da vida da terceira ferramenta e qualidade dos furos gerados...129 

4.2.4.2- Monitoramento da terceira ferramenta ................................................130 


Sinal de aceleração: FFT referente à terceira ferramenta..............................132 

4.4- Resultados da avaliação por método dos elementos finitos...............................136 

CAPÍTULO 5................................................................................................................142 

COMENTÁRIOS E CONCLUSÕES .......................................................................142 

Sugestões para trabalhos futuros...............................................................................143 

Referências Bibliográficas ............................................................................................145 

Anexos ..........................................................................................................................151 

Anexo 1 - Composição química da liga Al-Si ..........................................................151 

Anexo 2 - Características do fluido de corte.............................................................152 

Anexo 3 - Características da ferramenta macho-fresa ..............................................157 

Anexo 4 - Programação CNC ...................................................................................158 

Anexo 5 - Informações técnicas do acelerômetro.....................................................159 

Anexo 6 - Ensaio de tração do material do parafuso ................................................160

Lista de figuras 

Figura 1.1 - Ferramenta do tipo macho-fresa....................................................................3 

Figura 1.2 - Diagrama esquemático da seqüência de rosqueamento. ...............................4 

Figura 2.1 - Etapas do processo de rosqueamento. .........................................................15 

Figura 2.2 - Broca helicoidal...........................................................................................19 

Figura 2.3 - Escareador usado no processo de rosqueamento tradicional.......................20 

Figura 2.4 - Macho utilizado para a usinagem do perfil roscado....................................20 

Figura 2.5 - Ferramenta da tecnologia macho-fresa........................................................20 

Figura 2.6 - Desenho esquemático das zonas de cisalhamento (Trent, 1991). ...............23 

Figura 2.7 - Desenho representativo do processo de formação de cavaco (Trent, 1991). 

.................................................................................................................................24 

Figura 2.8 - Variação dos ângulos de inclinação e saída em relação ao raio da broca 

(Shaw, 1984). ..........................................................................................................25 

Figura 2.9 - Representação esquemática das formas iniciais do cavaco formado em uma 

broca (Ke et al., 2005).............................................................................................25 

Figura 2.10 - Formação de cavaco segundo o modelo de Poulachon e Moisan (Faccio, 

2002). ......................................................................................................................26 

Figura 2.11 - Evolução do desgaste de ferramenta (Ertunc e Oysu, 2004).....................28 

Figura 2.12 - Atrito sólido entre duas superfícies (Shaw, 1984). ...................................29 

Figura 2.13 - Zona de fluxo (Trent e Wright, 2000). ......................................................30 

Figura 2.14 - Modelo de distribuição de tensão na superfície de saída, proposto por 

Zorev (Machado e Silva, 1999)...............................................................................31 

Figura 2.15 - Variação da APC com a velocidade de corte (Machado e Silva, 1999)....33 

Figura 2.16 - Representação esquemática dos tipos de desgaste: a) cratera, b) flanco e c) 

entalhe (Amorim, 2002)..........................................................................................35 

Figura 2.17 - Desenho esquemático do desgaste na broca helicoidal (Arenas Miranda, 

2003). ......................................................................................................................37 

Figura 2.18 - Calibrador de rosca tipo passa não-passa..................................................44 

Figura 2.19 - Barra ij, (g) referencial geral e (l) referencial local (Azevedo, 2003).......51 

Figura 2.20 - Desenho esquemático dos deslocamentos generalizados no espaço 

(Azevedo, 2003)......................................................................................................52 

Figura 2.21 - Curva típica da relação tensão-deformação (Marc, 2003). .......................60 

Figura 2.22 - Representação esquemática de carregamento e descarregamento em um 

teste uniaxial (Marc, 2003). ....................................................................................60 

Figura 2.23 - Corpos em contato por um certo tempo t (Bathe, 1996). ..........................66 

Figura 3.1 - Fluxograma das etapas do presente trabalho...............................................70 

Figura 3.2 - Lote de lingotes da liga Al-Si......................................................................71 

Figura 3.3 - Barra retangular de Al-Si-Cu. .....................................................................71 

Figura 3.4 - Corte dos corpos de prova: a) Sentido de corte em relação à barra 

retangular; b) Face dos corpos de prova no sentido de corte. .................................72 

Figura 3.5 - Corpos de prova enumerados em relação as coordenadas espaciais...........73 

Figura 3.6 - Pontos de medida da dureza em cada corpo de prova.................................74 

Figura 3.7 - Conjunto de captação da imagem do teste de micrografia..........................75 

Figura 3.8 - Peças brutas, com variações dimensionas e heterogeneidades superficiais do 

corpo de prova da liga de alumínio.........................................................................76 

Figura 3.9 - Corpo de prova após o processo de desbaste. .............................................77 

Figura 3.10 - Sistema de fixação por parafusos e porcas................................................77 

Figura 3.11 - Mandril de re-direcionamento de fluido....................................................78 

Figura 3.12 - Refratômetro ótico com indicativo da faixa de medição...........................78 

viii

Lista de figuras ix 

Figura 3.13 - Ferramenta do tipo macho-fresa................................................................79 

Figura 3.14 - Conjunto mandril hidráulico de fixação e ferramenta macho-fresa..........81 

Figura 3.15 - Avaliação da usinabilidade pela vida da ferramenta.................................82 

Figura 3.16 - Acelerômetros que serão montados próximos da ferramenta. ..................84 

Figura 3.17 - Fluxograma das etapas de funcionamento e entrada do programa ODS...86 

Figura 3.18 - Desenho da geometria do conjunto mesa, peça e ferramenta no ambiente 

ODS.........................................................................................................................87 

Figura 3.19 - Sistemas de fixação com: a) 2, b) 4 e c) 6 parafusos.................................89 

Figura 3.20 - Fluxograma das etapas de otimização da vida ferramenta........................90 

Figura 3.21 - Calibrador passa não-passa do tipo tampão. .............................................90 

Figura 3.22 - Produto final do rosqueamento tradicional e macho-fresa........................92 

Figura 3.23 - Protótipo digitalizado do conjunto a ser simulado: (a) parafuso, onde é 

imposto o carregamento de tração; (b) peça roscada. .............................................92 

Figura 3.24 - Elemento tetraédrico: a) forma composta de dez nós; b) plano de 

integração (Marc, 2003)..........................................................................................93 

Figura 3.25 - Conjunto parafuso-peça malhado com condições iniciais e de contorno do 

conjunto parafuso-peça. ..........................................................................................94 

Figura 4.1 - Perfil de dureza Brinell, medido na linha média do corpo de prova em 

relação ao eixo y......................................................................................................98 

Figura 4.2 - Perfil de dureza Brinell, medido na linha média do corpo de prova em 

relação ao eixo x......................................................................................................99 

Figura 4.3 - Perfil de dureza Brinell, medido fora da linha média do corpo de prova em 

relação ao eixo y....................................................................................................100 

Figura 4.4 - Perfil de dureza Brinell, medido fora da linha média do corpo de prova em 

relação ao eixo x....................................................................................................100 

Figura 4.5 - Indicação das fases presentes na liga de alumínio, incluindo a fase de 

intermetálico..........................................................................................................102 

Figura 4.6 - Variação dos constintuintes: a) micrografia do corpo de prova E, b) 

micrografia do corpo de prova C. .........................................................................103 

Figura 4.7 - Outros constituintes: a) micrografia do corpo de prova E, b) micrografia do 

corpo de prova C. ..................................................................................................103 

Figura 4.8 - Fase de solubilidade do alumínio e elementos da liga presentes no corpo de 

prova E. .................................................................................................................104 

Figura 4.9 - Barra roscada sendo calibrada...................................................................107 

Figura 4.10 - Aresta transversal de corte da ferramenta macho-fresa: a) ferramenta nova, 

b) após usinar 3478 furos. .....................................................................................108 

Figura 4.11 - Desgaste de flanco VBBmax encontrado na primeira ferramenta após 3478 

furos. .....................................................................................................................109 

Figura 4.12 - Qualidade do canal roscado do furo anterior ao colapso da primeira 

ferramenta. ............................................................................................................109 

Figura 4.13 - Vista de cima da ferramenta: a) arestas de corte e ponta da ferramenta; b) 

desgaste de flanco máximo, após colapso.............................................................110 

Figura 4.14 - Detalhe da forma do colapso da segunda ferramenta..............................111 

Figura 4.15 - Desenvolvimento da usinagem da primeira ferramenta, em relação à 

potência do eixo árvore normalizada. ...................................................................113 

Figura 4.16 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção de flexão da 

primeira ferramenta...............................................................................................115 

Figura 4.17 - FFT do sinal de aceleração da fila quinze medido na direção de flexão da 


Figura 4.18 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção axial da 

primeira ferramenta...............................................................................................116

Lista de figuras x 

Figura 4.19 - FFT do sinal de aceleração da fila quinze medido na direção axial da 


Figura 4.20 - Saturação do sinal de aceleração.............................................................117 

Figura 4.21 - Desenvolvimento da usinagem da segunda ferramenta, em relação à 

potência de do eixo árvore normalizada................................................................118 

Figura 4.22 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção de flexão da 

segunda ferramenta. ..............................................................................................119 



Figura 4.24 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção axial da 


Figura 4.25 - FFT do sinal de aceleração da fila quinze medido na direção axial da 


Figura 4.26 - Deslocamento máximo para uma excitação de 7333 rpm.......................123 



Figura 4.29 - Deslocamento máximo para a fixação com dois parafusos.....................125 

Figura 4.30 - Deslocamento máximo para a fixação com quatro parafusos. ................126 

Figura 4.31 - Deslocamento máximo para a fixação com seis parafusos. ....................126 

Figura 4.32 - Primeiro modo de vibração para a fixação com dois parafusos..............127 

Figura 4.33 - Primeiro modo de vibração para a fixação com quatro parafusos. .........128 

Figura 4.34 - Primeiro modo de vibração para a fixação com seis parafusos...............128 

Figura 4.35 - Corpos de prova após a usinagem de 30253 furos de boa qualidade......129 

Figura 4.36 - Comparativo da performance das ferramentas macho-fresa. ..................130 

Figura 4.37 - Avaliação da terceira ferramenta macho-fresa após os testes de usinagem. 

...............................................................................................................................130 

Figura 4.38 - Desenvolvimento da usinagem da terceira ferramenta, em relação à 

potência de do eixo árvore normalizada................................................................131 

Figura 4.39 - FFT do sinal de aceleração medido na direção de flexão da terceira 

ferramenta: primeira parte.....................................................................................132 


ferramenta: segunda parte. ....................................................................................133 


ferramenta: terceira parte. .....................................................................................133 


ferramenta: quarta parte. .......................................................................................134 

Figura 4.43 - FFT do sinal de aceleração medido na direção axial da terceira ferramenta: 

primeira parte. .......................................................................................................134 


segunda parte.........................................................................................................135 


terceira parte..........................................................................................................135 


quarta parte............................................................................................................136 

Figura 4.47 - Deslocamento nodal do campo de deformação para o processo tradicional. 

...............................................................................................................................137 

Figura 4.48 - Deslocamento nodal do campo de deformação para o processo de furorosqueamento. 

.......................................................................................................137 

Figura 4.49 - Corte do conjunto usinado pelo processo tradicional..............................138 

Figura 4.50 - Corte do conjunto usinado pelo processo de furo-rosqueamento............138 

Figura 4.51 - Resultado nodal para a peça usinada pelo processo tradicional..............139

Lista de figuras xi 

Figura 4.52 - Resultado nodal para a peça usinada pelo processo de furo-rosqueamento. 

...............................................................................................................................139 

Figura 4.53 - Resultado nodal de tensão para a peça usinada pelo processo tradicional. 

...............................................................................................................................140 

Figura 4.54 - Resultado nodal de tensão para a peça usinada pelo processo de furorosqueamento. 

.......................................................................................................141

Lista de tabelas 

Tabela 3.1 - Propriedades dos materiais presentes na simulação ODS...........................88 

Tabela 4.1 - Determinação de dureza Brinell da liga de alumínio..................................97 

xii

Nomenclatura 

6H Qualidade de trabalho do calibrador 

A Área de contato (m 2 ) 

ai Deslocamentos (m) 

Al-Si-Cu Liga alumínio silício cobre 

APC Aresta postiça de corte 

AR Área de contato real (m 2 ) 

C Matriz de elasticidade 

CNC Comando numericamente computadorizado 

[D] Matriz constitutiva 

ε Deformação do conjunto (m) 

ε e Deformação elástica (m) 

ε p Deformação não-elástica ou plástica (m) 

E Módulo de elasticidade (Pa) 

φ Ângulo de cisalhamento (º) 

{F} Vetor de carregamento global 

Ff Força de avanço (N) 

FFT Transformada fast de Fourier 

t f c i Componentes trativas de contato 

t f s i Componentes trativas externamente aplicadas 

γ Ângulo de saída (º) 

H Coeficiente de encruamento 

h’ Espessura do cavaco (m) 

HSS High Speed Steel 

[K] Matriz de rigidez 

λ Ângulo de inclinação da broca (º) 

L ep Módulo elastoplástico 

µ Coeficiente de atrito 

M6 Diâmetro métrico de 6 mm 

MEF Método dos elementos finitos 

MT Momento torçor (Nm) 

ν Coeficiente de Poisson 

νr Velocidade relativa de escorregamento 

xiii

Nomenclatura xiv 

N Funções de forma 

NbC Carboneto de nióbio 

ODS Operating Deflection Shapes ou Operational Deflection Shapes 

Π Funcional de energia 

Pa Pascal 

θi Rotações 

R Restrições 

Ri-1 Resíduos baseados no deslocamento 

rpm Rotações por minuto 

t Sc Áreas onde agem as componentes trativas de contato (m 2 ) 

t Sf Áreas onde agem as componentes trativas externamente 

aplicadas (m 2 ) 

σ Tensão do conjunto (Pa) 

σ n Tensão normal (Pa) 

σ t Tensão tangencial (Pa) 

t Vetor tangencial na direção da velocidade relativa de 

escorregamento 

TaC Carboneto de tântalo 

Tc Torque de corte (Nm) 

Td Torque de distúrbio (Nm) 

TiC Carboneto de titânio 

U * i Deslocamento do grau de liberdade (m) 

Ui Deslocamento do elemento da posição i (m) 

VBBmax 

Desgaste de flanco máximo (mm) 

W Carga entre duas superfícies (N) 

WC Carboneto de tungstênio 

x, y, z Coordenadas cartesianas 

ξi Coordenadas de volume

1.1- Contexto geral 

CAPÍTULO 1 

INTRODUÇÃO 

Na atual realidade brasileira, em face da globalização e pela crescente 

necessidade de implementação de novas formas para conseguir driblar a 

situação imposta pela economia, torna-se importante o papel da tecnologia 

para viabilizar modos de melhoria na performance das empresas. Deve-se 

levar sempre em consideração o modo de implementação da mesma, ou seja, 

de forma ética e responsável. 

Qualquer atividade de produção pode ser vista conforme o modelo input – 

transformação – output (Slack et al., 1997). Nos processos de fabricação a 

produtividade pode ser medida como a razão entre o input e o output. 

Desta forma, pode-se considerar que o input é um conjunto de recursos 

disponíveis para a atividade de produção. O output é basicamente o que é 

produzido durante o tempo disponível para a fabricação. Enquanto a fase de 

transformação é a forma que um produto da fase input é manipulado para se 

transformar em produto final. Esta fase em questão é mais conhecida pela 

produção como procedimento de fabricação. 

A eficiência da atividade de produção é melhorada considerando-se a 

otimização de cada fase da mesma, mas é fato que cada modificação pode 

levar uma conseqüência para a fase de output. 

Muitas vezes, a mudança do produto final é “impossível”, pois acarreta 

alterações drásticas na cadeia produtiva. Além disto, na fase de input tem-se 

um conjunto de procedimentos a ser executado que pode sair do âmbito da 

empresa produtora, pois atinge mudanças de fornecedores e mão de obra. 

Logo, uma avaliação da fase de transformação pode ser a melhor saída e é 

alvo deste trabalho, mais especificamente o processo de usinagem 

denominado por rosqueamento. 

1

Introdução 2 

A otimização desta etapa é uma realidade possível considerando que os 

processos de fabricação são modulares e muitas vezes seriais, ou seja, tem-se 

uma restrição na capacidade produtiva limitada pelo tempo de cada processo, 

além de outros parâmetros que podem ser investigados. 

O rosqueamento, como definido por Brandão (2001), é uma etapa do processo 

de fabricação da aparafusagem que promove união entre componentes, a fim 

de conferir forma com determinada geometria e dimensão. Assim a união é dita 

autógena, ou seja, sem adição de metal base para acoplamento. 

Este procedimento de fabricação é bastante simples em relação a outros, 

embora muito comumente utilizado. Ertunc e Oysu (2004) reportam que a 

furação é responsável por aproximadamente 40% de toda operação de 

remoção de metal na industria aeroespacial. Enquanto, Furness et al. (1999) 

afirmam em seu estudo que esta operação é responsável por mais de 50% de 

toda usinagem praticada nos Estados Unidos. Considerando que este país é 

um dos mais industrializados do mundo tem-se a dimensão da importância do 

processo de furação. 

O total controle da operação de rosqueamento é um desafio a ser perseguido. 

Dependendo do tipo de material, profundidade da rosca, tolerância da peça, 

entre outros quesitos, esse tipo de usinagem, quase sempre feito na peça 

quando ela já está no final do processo de produção, pode causar grande 

prejuízo em caso de refugo. Assim sendo, a ferramenta de corte e os 

parâmetros de usinagem devem seguir um padrão de elevada confiabilidade. 

A usinagem de roscas internas normalmente pelo método convencional 

envolve duas operações distintas: usinagem do furo por meio de brocas e na 

seqüência a usinagem do filete roscado, por meio de machos. Dessa forma, 

necessita-se de duas diferentes ferramentas e normalmente, as duas 

operações podem ser realizadas na mesma máquina. 

A utilização de máquinas em linha de produção seriada com troca automática 

de ferramenta é uma realidade. Embora a troca seja aparentemente realizada 

rapidamente, isso pode demandar em média 5 segundos, o que em simples 

análise pode parecer insignificante. Mas, no final de um dia de trabalho, após a 

usinagem de milhares de peças esse tempo é significativo.


Outro lay-out de fabricação, para evitar a excessiva troca de ferramentas pode 

ser utilizado. São usadas duas máquinas: a primeira realiza somente a 

operação de furação enquanto o rosqueamento é realizado pela segunda 

máquina. Com esta configuração, o tempo de troca de ferramentas é eliminado, 

mas em contrapartida, surge outro, que é o de se retirar à peça de uma 

máquina e de se instalar na seguinte. Embora, isso possa ser realizado por 

meio de procedimentos automatizados, utilizando robôs, novamente tem-se um 

tempo consumido, além dos novos investimentos em automatização da 

operação. 

Outro ponto a ser observado no método convencional é que as ferramentas 

utilizadas são diferentes, broca e macho. Cada uma delas tem as suas 

características típicas operacionais relacionadas a parâmetros de corte 

(velocidade, profundidade e avanço) e fluido de corte, além de apresentarem 

diferenças na vida útil, em relação ao tamanho do lote produzido, atendendo às 

características requisitadas no projeto. Isso torna necessário que a gestão do 

estoque de ferramentas seja de perto administrada e acompanhada. 

Como método promissor surge a utilização de uma única ferramenta (macho- 

fresa, ou tap mill) para a usinagem de roscas, partindo de superfícies virgens. 

Este processo é denominado por Schramm (2001) como sendo furo- 

fresamento e este utiliza uma ferramenta própria caracterizada como macho- 

fresa e pode ser visualizada na Fig. 1.1. 

Figura 1.1 - Ferramenta do tipo macho-fresa. 

O processo foi desenvolvido pela empresa Turchan Enterprises de Dearborn, 

Michigan, EUA e foi descrito em detalhes, pela primeira vez, em artigo 

publicado na revista alemã Werkstatt und Betrieb, nº 10, 1987, de autoria de 

Manuel Turchan (Lima, 1989). 

O processo consiste do avanço da ferramenta contra a peça, usinando o furo, 

sendo este cego ou passante. No final do curso do furo é realizado


automaticamente o chanfro na peça, pois a ferramenta mostrada na Fig. 1.1 

possui um escareador entre o corpo da broca e a haste de fixação. Na 

seqüência, o macho-fresa é afastado da linha de centro de uma distância igual 

ao passo da rosca e usina o filete desejado da rosca. De forma representativa 

toda a seqüência de usinagem pode ser percebida como indicado na Fig. 1.2. 

Figura 1.2 - Diagrama esquemático da seqüência de rosqueamento. 

Na Figura 1.2 observa-se que no primeiro estágio, da esquerda para a direita, 

tem-se a aproximação da ferramenta. Nos dois estágios subseqüentes a 

ferramenta atua como uma broca. Já na terceira etapa a mesma retorna da 

distância equivalente a 1/3 do passo da rosca. Assim, neste conjunto a furação 

é concluída. 

Para o processo de rosqueamento é notado na Fig. 1.2, precisamente no 

quarto estágio. A ferramenta é retirada da linha de centro e aproxima-se do 

contorno do perfil desejado com dois movimentos relativos: rotação em torno 

do seu eixo e translação. No estágio seguinte, novamente girando em torno do 

seu eixo ela translada em um passo de rosca, contornando o círculo e 

definindo o perfil roscado. No penúltimo passo, similar ao quarto, a mesma 

retorna gradativamente, girando em torno do seu eixo e transladando para a 

linha de centro do furo e na última etapa, depois de concluído o filete desejado, 

ela sai da peça.


Logo esta tecnologia de usinagem de roscas internas elimina a necessidade de 

troca de ferramenta ou de máquina. As duas operações são realizadas pela 

mesma ferramenta. 

Uma outra vantagem operacional está no fato da não necessidade de reversão 

da rotação do eixo árvore. No método convencional, como exemplo o macho 

avança sobre a peça no sentido horário e retorna no anti-horário em 

movimentos sincronizados. Antes da reversão, o eixo árvore da máquina 

necessita ser freado e isso é promovido em máquinas CNC (comando 

numérico computadorizado), normalmente por sistemas eletromecânicos, 

utilizando discos de fricção. Naturalmente o sistema se desgasta e 

freqüentemente deve sofrer manutenção. Nessas máquinas, para eliminar esse 

problema, utiliza-se de mandris reversores e o eixo árvore permanece girando 

no mesmo sentido enquanto a reversão é realizada internamente por um 

dispositivo mecânico diretamente sobre a ferramenta de corte. 

Sintetizando, pode-se enumerar as seguintes potencialidades dessa tecnologia: 

dispensa a segunda máquina; não existe o tempo gasto para troca de 

ferramentas e a mesma apresenta uma faixa de aplicação quanto a diâmetros 

de rosca. No caso da especificada para usinar a rosca M6, usina também 

roscas até M7. 

Levando em consideração tais características este novo método de 

rosqueamento atende sabiamente a otimização do processo, pois é de se notar 

que o atual sistema é um gargalo na fase de transformação. 

Pensando na modernização que agrega baixo custo com alta e eficiente 

produtividade, tem-se um método que possibilita realizar a mesma tarefa numa 

única etapa, minimizando o tempo ocioso, número grande de ferramentas e 

parâmetros de monitoramento. Entretanto, tem-se a necessidade de utilizar 

fluido de corte em abundância e o custo do ferramental para este método ainda 

é bastante elevado em relação ao tradicional. Assim deve-se fazer um estudo 

mais aprofundado para distinguir a melhor usinabilidade. 

O termo usinabilidade é de fato bastante subjetivo, pois este não se refere a 

uma característica a ser medida, mas talvez um conjunto delas. Desta forma, 

esta propriedade do material a ser estudado pode tomar uma forma particular 

para cada ocasião.


Por experiências próprias, Trent e Wright (2000) dizem que a usinabilidade de 

um material pode ser obtida levando-se em consideração o número de 

componentes produzidos por hora, o custo de usinagem do componente ou a 

qualidade final da superfície trabalhada. Contudo a propriedade, ainda assim, 

não parece bem definida, pois algumas características constituintes do 

processo não foram levadas em consideração. O que faz necessário um maior 

aprofundamento do caso aqui estudado, ou seja, a usinabilidade deve ser 

analisada de forma particular avaliando também outros parâmetros 

operacionais do rosqueamento. Portanto, neste trabalho pretende-se investigar 

este processo e comparar com o convencional de fabricação de roscas, 

conforme definido no item a seguir. 

1.2- Objetivos 

O presente trabalho consiste em investigar a utilização, em ambiente de 

fábrica, da nova tecnologia de rosqueamento denominada furo-rosqueamento e 

também conhecida na literatura inglesa por Tap Milling. Desta forma, será 

possível obter informações relevantes para a nova tecnologia proposta e assim 

posteriormente poder estabelecer comparações com a tecnologia tradicional, 

atualmente em utilização. Os testes de usinagem para a tecnologia macho- 

fresa serão realizados utilizando-se de furos M6x1 em peças de liga Al-Si-Cu. 

1.2.1- Objetivos específicos 

Avaliar a vida da ferramenta empregada no novo procedimento de 

rosqueamento e identificar a(s) forma(s) predominante(s) de desgaste; 

Avaliar a evolução da usinagem por meio de monitoramento de parâmetros 

relativos à potência de usinagem e a estabilidade dinâmica do processo; 

Avaliar a qualidade do perfil roscado, criado pela ferramenta macho-fresa, 

quanto à tolerância dimensional; 

Identificar e mapear de forma qualitativa e quantitativa a distribuição de 

tensão e deformação, por meio da formulação de elementos finitos, do 

conjunto parafuso-peça, sendo que são comparadas as diferentes formas 

das peças usinadas pelo método tradicional e pelo furo-fresamento.


Neste ponto, far-se-á uma descrição detalhada de como o presente trabalho foi 

dividido: 

No primeiro tópico, Capítulo 1, descreve-se o problema que se propõe estudar, 

as justificativas para o seu desenvolvimento e como o projeto será dividido, 

com o intuito de facilitar a compreensão e o alcance pleno de todos os 

objetivos. 

No Capítulo 2, Revisão Bibliográfica, tem-se um posicionamento em face da 

teoria dos aspectos analisados deste estudo. Assim pode-se elucidar e explicar 

os fenômenos presentes, além de mostrar um rumo a ser seguido pela 

experiência adquirida em outros estudos pertinentes. Pois é fato que as 

referências bibliográficas têm a finalidade de agregar conhecimento e formar 

um conjunto de informações para renovar e desenvolver a ciência, neste caso 

da usinagem dos materiais. 

O Capítulo 3, denominado Materiais e Métodos, indica-se a descrição 

detalhada, para o estudo proposto, do tipo de material e os vários insumos 

utilizados. Assim, pretende-se indicar de forma clara toda a metodologia 

empregada e desta forma, permitir a sua utilização no ambiente fabril. 

No capítulo 4 de resultados e discussões será mostrado todo o conjunto de 

dados e resultados que vão ser obtidos pelo emprego da metodologia e 

posteriormente é realizada a discussão, balizada nos objetivos específicos e 

revisão bibliográfica para finalmente conseguir alcançar o objetivo geral 

proposto no trabalho. 

Enquanto que no capítulo 5, comentários e conclusões, é feito um 

posicionamento geral dos resultados obtidos em relação aos objetivos 

propostos, finalizando com propostas de novos trabalhos para a continuação 

da pesquisa. 

Em seguida, no tópico Bibliografia serão listadas as diversas referências 

utilizadas durante o desenvolvimento do projeto. Finalmente, nos anexos são 

apresentadas informações complementares de alguns pontos usados no 

trabalho.

CAPÍTULO 2 

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 

A ênfase deste trabalho é verificar a usinabilidade ou a aplicabilidade do novo 

processo de rosqueamento denominado furo-rosqueamento, portanto a 

presente revisão é direcionada para este assunto e segmentada de forma a 

facilitar a abrangência dos possíveis fenômenos inerentes ao atual estudo 

comparativo da usinabilidade de processos de fabricação. 

2.1- Usinabilidade 

O termo usinabilidade é de fato bastante subjetivo, pois este não se refere a 

uma característica a ser medida, mas talvez a um conjunto delas. Desta forma, 

esta distinção do caso a ser estudado pode tomar uma forma particular para 

cada ocasião. 

Os estudos indicam que o monitoramento e o controle dos processos de 

usinagem, por conseqüência a usinabilidade, são muito dependentes do tipo de 

processo e seus parâmetros. Assim um adequado sistema de medição deve 

ser aplicado para se ter uma exatidão dos resultados (Chung e Geddam, 2003). 

Por experiências próprias, Trent e Wright (2000) dizem que a usinabilidade de 

um material pode ser obtida levando-se em consideração o número de 

componentes produzidos por hora, o custo de usinagem do componente ou a 

qualidade final da superfície trabalhada. Ainda assim a usinabilidade não 

parece bem definida. Pois algumas características constituintes do processo 

não são levadas em consideração na experiência mostrada, o que faz 

necessário um maior aprofundamento do caso aqui estudado, ou seja, a 

usinabilidade deve ser analisada de forma particular avaliando também outras 

características operacionais da fabricação. 

Além disto é comum se pensar que a usinabilidade de um certo material é uma 

propriedade intrinsecamente ligada à dureza e resistência mecânica do 

8

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica 9 

mesmo. Porém este raciocínio simplista é falso. Valores baixos das grandezas 

citadas anteriormente realmente podem favorecer a usinabilidade, mas em 

materiais muito dúteis a baixa dureza pode causar problemas como a formação 

de aresta postiça de corte (Diniz et al., 2001). O fenômeno da aresta postiça 

(APC) será amplamente discutido posteriormente num tópico mais apropriado. 

Por outro lado, baixos valores de ductilidade são benéficos a usinabilidade, 

pois ocorre formação de cavacos curtos e, conseqüentemente, menor perda de 

energia por atrito deste tipo de cavaco com a superfície de saída da 

ferramenta. Porém uma usinabilidade ótima se obtém com um compromisso 

entre dureza e ductilidade; mas, em geral, consegue-se baixa ductilidade com 

alta dureza e vice-versa (Diniz et al., 2001). 

Desta forma, Diniz et al. (2001) definem a usinabilidade como uma grandeza 

tecnológica comparativa, ou seja, que expressa por meio de um valor numérico 

o confrontamento de um conjunto de propriedades de usinagem. Logo, a 

usinabilidade de um material aplicado a um certo processo pode ser avaliada 

como sendo uma propriedade que sofre influência de vários fatores, ou seja, 

deve-se considerar aspectos mais gerais e aqueles passíveis de se mensurar. 

Primeiramente, os parâmetros generalistas do presente trabalho são definidos 

como sendo a tecnologia empregada para o rosqueamento em geral e a peça 

usinada por meio de estudos da sua constituição. 

Considerando que estes aspectos não são mensurados, os mesmos são aqui 

estudados para servirem como uma constante de avaliação da usinabilidade, 

ou seja, estes não definem uma forma comparativa do grau de facilidade de 

usinar. Entretanto os parâmetros ditos generalistas estão presentes e devem 

ser levados em consideração. Posteriormente os termos ditos mensuráveis 

serão discutidos, sendo estes usados como ferramenta para qualificar a 

usinabilidade da operação de rosqueamento. 

2.1.1- Alumínio: o material ser usinado 

A crescente necessidade de melhoria da tecnologia na industria automobilística 

se faz urgente à pesquisa de novos materiais e métodos de fabricação. Um 

objetivo primordial das empresas desta área é conseguir um produto que


consiga um desempenho otimizado, ou seja, com o menor consumo de 

combustível e um baixo nível de emissão de poluentes. 

O alumínio torna-se um elemento que pode viabilizar a diminuição de consumo 

de combustível, pois o mesmo possui uma densidade de 2,7 g/cm³, 

aproximadamente 1/3 da do aço, o que somado a outras características o torna 

bastante útil na construção de elementos mais leves. 

O tipo de material a ser estudado no presente trabalho é uma liga considerada 

complexa, pois possui vários elementos de liga na sua composição. Assim a 

seguir é feito um detalhamento do tipo de liga a ser avaliada, entretanto 

anteriormente é feito um posicionamento sobre o processo de fundição no qual 

o material é previamente trabalhado para conferir uma forma mais apropriada 

para a posterior usinagem. 

2.1.1.1- O processo de fundição 

A base de todos os processos de fundição consiste do princípio clássico de 

Arquimedes, ou seja, o material líquido é vertido na cavidade de um molde com 

o formato requerido, seguindo-se um resfriamento, onde o próprio molde é 

responsável pela retirada do calor a fim de produzir um objeto sólido resultante 

da solidificação (Campos Filho e Davies, 1978). 

Alguns fenômenos, que ocorrem na fase de solidificação, são de suma 

importância para que se tenha um produto final com as características 

desejadas. 

O primeiro fenômeno é a cristalização que consiste no aparecimento das 

primeiras células cristalinas unitárias, que servem como núcleos, para o 

posterior desenvolvimento ou crescimento dos cristais; dando, finalmente, 

origem aos grãos definitivos e à estrutura granular típica. Esse crescimento não 

se dá de maneira uniforme em todas as direções, variando de acordo com os 

diferentes eixos cristalográficos; no interior do molde, o crescimento é limitado 

pelas paredes deste (Chiaverini, 1977). 

Um tipo de cristal é originado pelo desenvolvimento e expansão de cada núcleo 

de cristalização, que poderia ser comparado a uma árvore com seus ramos; a 

esse tipo dá-se o nome de dendrita. Com o desenvolvimento da solidificação 

ocorre o aparecimento de vários núcleos de cristais que se desenvolvem em


forma competitiva, ou seja, uma dendrita é impedida de crescer pelo 

desenvolvimento de outra com maior energia. Logo é originado os grãos e os 

contornos de grãos, que delimitam cada grão cristalino, formando-se a massa 

sólida (Chiaverini, 1977). 

A maioria dos materiais, inclusive o alumínio, apresenta aumento significativo 

de volume durante a sua fusão. Essa variação na fundição manifesta-se como 

uma contração durante a transformação inversa, do líquido para o sólido. Se 

áreas de líquido ficarem isoladas, ocorre então a contração sob a forma de 

cavidades de formato irregular e freqüentemente dispersa, localizada abaixo da 

superfície (Campos Filho e Davies, 1978). 

Um caso similar, mas bem próxima à superfície, é a grande depressão cônica 

observada no topo dos lingotes, conhecida como rechupe e sua maior causa 

de aparecimento é o insucesso na obtenção de solidificação direcional, na 

direção dos pontos quentes da peça (Campos Filho e Davies, 1978). 

Campos Filho e Davies (1978) dizem que trincas de contração são bastante 

comuns quando ocorre a impossibilidade da peça fundida contrair-se 

livremente, o que produz tensões internas complexas. Trincas de contração 

são formadas quando o material se destaca por si só, ou após a remoção do 

molde e normalmente aparecem durante o último estágio da solidificação. 

Um outro fenômeno que pode ocorrer durante o processo de fundição é 

chamado de bolha e vazio. As bolhas ocorrem na superfície do fundido ou logo 

abaixo dela devido a uma série de causas (Campos Filho e Davies, 1978). 

Segundo Chiaverini (1977), em peças fundidas, o alumínio e suas ligas têm-se 

um grande emprego devido às suas características. Na fundição de peças de 

alumínio, pode-se utilizar os métodos de fundição em areia, fundição sob 

pressão e de precisão. 

2.1.1.2- A liga Al-Si-Cu: aspectos metalúrgicos 

O alumínio puro possui algumas limitações, o que impossibilita o seu uso em 

algumas aplicações devido à baixa resistência mecânica. Para a solução deste 

problema é comum o agrupamento de outros elementos formando ligas, que 

devem ser criadas com o critério de somar as características de interesse, ou


seja, o elemento formado pela liga pode melhorar algumas propriedades, 

entretanto pode ocorrer uma modificação maléfica em outras. 

As ligas de alumínio para fundição podem ser do tipo binária, ou seja, com um 

único elemento de liga adicionado; ou ligas complexas, com dois ou mais 

elementos de liga adicionados (Chiaverini, 1986). Para o seguinte trabalho tem- 

se uma liga complexa, como pode ser avaliado no anexo I. Entretanto esta liga 

é classificada como sendo Al-Si-Cu devido à pequena porção percentual dos 

outros elementos presentes. 

Nestas ligas o silício aumenta a fluidez do alumínio líquido através das 

cavidades do molde de fundição, permitindo a obtenção de produtos com 

formatos mais complexos. Também propicia a redução da contração durante o 

resfriamento, reduz a porosidade nas peças fundidas, reduz o coeficiente de 

expansão térmica e melhora a soldabilidade (Gomes et al., 1987). 

O silício ao ser combinado com o magnésio torna a liga tratável termicamente. 

Devem estar dispersos na liga de alumínio, o que pode ser obtido pelo 

tratamento de "modificação", que consiste na adição de um pequeno teor de 

sódio às ligas Al-Si. Este altera a microestrutura da liga favoravelmente sob o 

ponto de vista das propriedades mecânicas (Gomes et al., 1987). Em teores 

baixos, o ferro minimiza a tendência da liga Al-Si soldar-se ao molde metálico 

na fundição em molde permanente (Gomes et al., 1987 e www.infomet.com.br). 

A principal virtude da adição de cobre, como nas ligas Al-Cu, é aumentar a 

resistência mecânica da liga, tanto antes como após tratamento térmico. Sendo 

assim, o cobre torna as ligas Al-Si-Cu tratáveis termicamente (Gomes et al., 

1987 e www.infomet.com.br). 

O cobre deve estar totalmente ou parcialmente solúvel no alumínio em 

temperaturas logo abaixo do ponto de fusão. Isto favorece a diminuição da 

contração interna durante o resfriamento e a melhoria da usinabilidade das 

peças fundidas. Entretanto, ao contrário do silício, acarreta fragilidade a quente 

e menor fluidez, além de reduzir a resistência à corrosão (Gomes et al., 1987 e 

www.infomet.com.br). 

O magnésio, ao ser adicionado às ligas Al-Si, torna as mesmas termicamente 

tratáveis. Entretanto, no caso das ligas Al-Si o teor de magnésio não poder ser 

muito elevado a ponto de dificultar a fundição. Por outro lado, o magnésio


melhora a resistência à corrosão e a usinabilidade (Gomes et al., 1987 e 


O zinco, especialmente quando adicionado conjuntamente com o magnésio, 

resulta em maior resistência ao impacto, alta resistência à tração e ótima 

ductilidade. Em ligas que contêm cobre, pequenos teores de zinco 

proporcionam melhor usinabilidade (Gomes et al., 1987 e www.infomet.com.br). 

O titânio é adicionado em pequenos teores como refinador de grão, tendo 

como conseqüência o aumento da resistência à tração e da ductilidade, 

reduzindo, porém a condutividade térmica. O boro é empregado em teores 

ainda mais baixos, juntamente com o titânio tem por finalidade reforçar o efeito 

deste e torná-lo mais duradouro em caso de re-fusão (Gomes et al., 1987 e 


O cromo também é utilizado como refinador de grão, ao ser adicionado 

juntamente como o titânio. Além disso, é usado para diminuir a incidência de 

trincas resultantes de tensões e de corrosão sob tensão, ainda proporciona 

aumento de resistência mecânica em temperaturas elevadas (Gomes et al., 

1987 e www.infomet.com.br). 

O manganês age como refinador de grão e permite reduzir a contração durante 

o resfriamento/solidificação, além de proporcionar melhoria na resistência à 

tração em alta temperatura. O níquel permite melhorar a estabilidade 

dimensional e a resistência mecânica em temperaturas elevadas, em teores 

que vão até 3% (Gomes et al., 1987 e www.infomet.com.br). 

Uma vez conhecido os constituintes da liga usada na usinagem e a implicação 

de cada elemento no conjunto tem-se um primeiro passo para um processo 

otimizado, mas na seqüência é feito um aprofundamento do estudo deste 

material que é usado como corpo de prova para avaliação dos processos de 

rosqueamento. 

2.1.1.3- A usinabilidade das ligas de alumínio 

Em geral, ligas de alumínio são ditas de boa usinabilidade para vários tipos de 

critério de avaliação. Por exemplo, se considerado a temperatura de usinagem 

que não ultrapassará o patamar estabelecido pelo ponto de fusão baixo, em 

relação a outras ligas, assim a transferência de calor entre ferramenta e peça


também não alcançará níveis elevados; que poderiam comprometer as 

dimensões da peça usinada, a vida da ferramenta ou até mesmo promover 

mecanismos termicamente ativados (Trent e Wright, 2000). 

Entretanto a presença de mais que 10% de silício como reforço na liga de 

alumínio resulta em baixa usinabilidade devido a uma aceleração da razão de 

desgaste da ferramenta causada principalmente por abrasão (Reis e Abrão, 

2005). Em adição, o silício possui maior ponto de fusão e dureza, em relação 

ao alumínio, logo o efeito drástico dos largos cristais de Si resulta numa 

usinagem com maiores tensões e temperatura presente na interface a ser 

cortada (Trent e Wright, 2000). 

Também é piorada a taxa de desgaste quando usina-se esta liga utilizando 

ferramenta composta de carbonetos, desta forma, a velocidade de corte fica 

limitada pelo desgaste do tipo “attrition”, provocado pelos largos cristais de 

silício sobre a ferramenta (Trent e Wright, 2000). 

Apesar de que a liga alumínio-silício analisada neste trabalho é do tipo hipo- 

eutética, ou seja, o silício presente está na ordem de 8%, a mesma possui 

outros elementos tornando-se uma liga complexa. 

É sabido que, devido ao processo de fundição a liga avaliada possui uma 

heterogeneidade da distribuição dos elementos de sua composição química. 

Trent e Wright (2000) afirmam que o desgaste do tipo “attrition” não depende 

apenas das fases presentes na peça, mas também da sua quantidade e 

distribuição. Sendo assim podendo também aparecer na liga hipo-eutética. 

O desgaste por “attrition” possui uma forte ligação com a composição química 

da liga de alumínio, mas outros tipos de mecanismos de desgaste também 

ocorrem neste tipo de usinagem. Logo, num segundo momento este e outros 

mecanismos serão detalhados de forma mais apropriada. 

Um outro aspecto da liga de alumínio a ser analisado é a interação da peça a 

ser usinada e a força de usinagem, que como citado anteriormente altera de 

forma decisiva na usinabilidade do processo. Trent e Wright (2000) afirmam 

que, em geral, é baixa a força exigida na ferramenta quando usina-se ligas de 

alumínio e esta tende a diminuir levemente enquanto a velocidade de corte é 

aumentada.


Uma vez conhecido os fenômenos relativos a usinabilidade das ligas de 

alumínio, em geral, é possível determinar um material otimizado para o dado 

processo de fabricação, entretanto existem outros aspectos que devem ser 

levados em consideração e estes são discutidos a seguir. 

2.1.2- A usinabilidade no processo de rosqueamento 

A operação de furação é um processo de remoção de material que tem sido 

fortemente usado em usinagem, desde a revolução industrial. Quando a 

repetição do processo é considerada, a furação é uma das operações mais 

comuns dentre os procedimentos de corte; como o torneamento, fresamento e 

retifica (Ertunc e Oysu, 2004). Desta forma, a falha deste tipo de usinagem tem 

recebido uma atenção significativa com respeito para o numeroso potencial 

benéfico do controle deste processo (Furness et al., 1999). Assim a motivação 

deste estudo é a análise da usinabilidade sob vários aspectos da operação de 

rosqueamento. 

O procedimento de fabricação de peças roscadas consiste de módulos que são 

implementados considerando uma ordem de execução. Num primeiro momento 

tem-se a furação da peça, seguida de uma etapa de escareação e 

posteriormente a confecção dos canais de rosca, como se observa na Fig 2.1. 

Figura 2.1 - Etapas do processo de rosqueamento. 

Na figura 2.1 percebe-se que em cada etapa necessita-se um tipo de 

ferramenta e procedimento próprio. Desta forma, tem-se a restrição de cada 

fase, pois cada ferramenta comporta-se de forma particular possuindo uma 

vida de trabalho independente. Em adição a este fato, o tempo entre cada 

etapa é um intervalo de ociosidade que encarece o processo, sendo mais 

relevante quando a produção é realizada em lotes grandes. Assim a análise de 

cada parâmetro dos módulos aumenta o custo de monitoramento, como por 

exemplo, o tipo de fluido usado em cada operação ou até mesmo o desgaste 

de cada ferramenta.


Pelos motivos apresentados anteriormente, a operação de rosqueamento não é 

tão simples como pode parecer. Levando em consideração os possíveis 

prejuízos esta etapa pode ser bastante complicada. 

A perda de tempo devido à quebra da ferramenta é critica na economia da 

operação de furação. A quebra dentro do furo pode além de resultar numa 

rejeição da peça de trabalho, mas também em alguns casos tem-se um alto 

custo para reparo da mesma, ou seja, para a retirada da ferramenta de dentro 

da peça (Noori-khajavi e Komanduri, 1995). 

Além disto, o processo de rosqueamento comumente é considerado gargalo de 

produção, ou seja, esta fase limita e cadencia o ritmo de fabricação, pois o 

tempo perdido entre os vários módulos faz com que o tempo total seja alto, o 

que restringe a fabricação de outros produtos dependentes deste ou cria um 

estoque mínimo de proteção que acaba gerando custos adicionais. 

A usinabilidade da tecnologia de rosqueamento é comprometida se forem 

consideradas as características antes analisadas. Pois, o procedimento possui 

pontos de ociosidade além de gerar muitos parâmetros que devem ser 

controlados para uma melhor previsibilidade do processo. Avaliando tais 

necessidades um novo método de rosqueamento, denominado tap milling ou 

macho-fresa e descrito por Schramm (2001); vem mudar esta realidade e 

otimizar a usinabilidade. 

No processo convencional tem-se uma ferramenta para furar, outra para 

escariar e mais uma para usinar o perfil roscado, onde em cada operação 

deve-se analisar o melhor pacote de parâmetros usado para otimizar o 

procedimento. Enquanto que no macho-fresa, como apresentado no capítulo 

anterior, se tem somente uma ferramenta que realiza todas as operações em 

um único passe, assim não ocorre perda de tempo entre etapas, sendo 

também os parâmetros utilizados apenas com referência a esta ferramenta. 

Pelos motivos expostos anteriormente é visto que o método macho-fresa 

possui um alto potencial de benefícios que se espera melhorar muito a 

usinabilidade do processo de rosqueamento e para tal avaliação é feita uma 

revisão das formas de quantificar este ganho e suas implicações nos processos 

em geral, ou seja, não bastando apenas avaliar as etapas de forma 

individualizada.


2.2- Formas de avaliação da usinabilidade: monitoramento e 

medição 

A utilização de um sistema de múltiplos sensores para o monitoramento dos 

processos de usinagem está tornando-se muito comum para a otimização da 

produtividade, automatização e confiabilidade dos processos (Chung e 

Geddam, 2003). 

A usinabilidade pode ser avaliada sob vários aspectos, então, no presente 

trabalho é feita uma escolha dos parâmetros mais relevantes, onde estes são 

escolhidos considerando a bibliografia existente e a experiência adquirida neste 

tipo de operação. 

Os objetivos do monitoramento dos processos de usinagem, usualmente, são 

relatados para a performance da ferramenta de corte, progresso do desgaste 

da ferramenta, tolerância dimensional, rugosidade superficial e outras 

características da peça, a energia usada ou a formação do cavaco (Chung e 

Geddam, 2003). 

Sendo assim, a usinabilidade é monitorada e medida por duas grandes 

vertentes no presente trabalho; onde a primeira é a ferramenta e a outra é a 

peça. Cada vertente é divida em subitens que além de influenciarem 

diretamente na variação do parâmetro correspondente, torna possível a 

medição das mesmas e assim possibilitam uma avaliação da usinabilidade. 

O segundo conjunto formado pela peça ou o produto acabado é capaz de 

distinguir o grau de usinabilidade de um determinado processo de fabricação 

por meio da avaliação de sua qualidade final. Logo esta é uma forma elegante 

de se avaliar a usinabilidade, ou seja, o fim justificando o meio. 

Já na primeira vertente tem-se a forma pela qual a energia de transformação é 

empregada para que se tenha o produto final. Onde é sabido que muitos 

fatores podem influenciar a fase de transformação e a de output. Na usinagem 

a ferramenta de corte é o meio transformador para a etapa de fabricação e esta 

é dependente dos parâmetros de corte, fluido e máquina, onde o último fornece 

a energia e o conjunto define o contato íntimo entre ferramenta e peça.


Logo os mensurandos deste estudo são definidos, ou seja, a ferramenta pode 

ser avaliada de forma direta pela chamada vida da ferramenta, além dos 

parâmetros que indicam de forma indireta o final da mesma. Complementando, 

o produto acabado também é considerado, ou seja, por meio da qualidade dos 

furos roscados e simulação da solicitação de trabalho utilizando-se o MEF. 

Em suma a usinabilidade, que é uma característica bastante ampla, fica 

justificada pelos parâmetros indicados anteriormente e a seguir é feito um 

aprofundamento dos possíveis fenômenos envolvidos no processo de medição 

e monitoramento para o conjunto de mensurandos proposto. 

2.2.1- Vida da ferramenta 

Vida da ferramenta é uma analogia de quanto tempo ou número de peças 

trabalhadas que uma determinada ferramenta pode processar sem que a 

mesma atinja um nível de corte. Onde este estado pode se configurar por um 

grau previamente estabelecido de uma forma de desgaste em uma aresta de 

corte, pela falha catastrófica da ferramenta ou quando a peça atingir um nível 

de tolerância dimensional previamente definido. 

A razão pelo interesse de muitos pesquisadores no monitoramento da condição 

da ferramenta dos processos de usinagem se deve pelos seguintes fatos 

(Jantunen, 2002): 

Automatização somente é possível se existir um método de avaliação do 

desgaste da ferramenta e a detecção de quebra da mesma; 

O desgaste da ferramenta influencia a qualidade da superfície final e 

também na dimensão da peça a ser fabricada; 

A vida da ferramenta dita economicamente viável deve ser avaliada, pois 

há uma variação entre as diferentes ferramentas; 

Estimar a hora certa da troca por falha, pois atualmente esta é feita de 

forma conservativa o que tende a aumentar as trocas desnecessárias 

além de tempo perdido para este setup, conseqüentemente alterando o 

tempo de produção. 

Desta forma, só é possível a total automatização do processo quando se tem 

um eficiente monitoramento da vida da ferramenta (Jantunen, 2002).


Antes de fazer uma exposição do monitoramento e medição da vida da 

ferramenta é necessário uma explanação sobre as ferramentas do processo de 

rosqueamento, além disto é feita uma descrição de fenômenos relativos à 

formação do cavaco, mecanismos de desgaste de ferramenta, esforços de 

usinagem e fluido de corte. 

2.2.1.1- Ferramentas do processo de rosqueamento 

Todos os processos de fabricação de roscas internas; como macho-máquina, 

macho de laminação e fresamento de roscas; necessitam um furo prévio para 

serem realizados (Schramm, 2001). Portanto, são necessárias no mínimo duas 

ferramentas distintas, uma broca e um macho ou fresa, mas se houver a 

necessidade de um rebaixo ainda há o escareador. Onde cada uma é 

responsável por uma etapa do processo, como visualizado na Fig. 2.1. 

A broca é a ferramenta responsável por realizar a usinagem do furo prévio para 

as outras etapas. As brocas mais amplamente usadas são as helicoidais, como 

mostrado na Fig. 2.2, que possuem de duas até quatro arestas de corte. 

Figura 2.2 - Broca helicoidal. 

As primeiras brocas helicoidais foram desenvolvidas em 1820, pela Moses 

Twist Drill and Machine Company e atualmente ainda é a ferramenta mais 

utilizada para a execução de furos cilíndricos ou alargamento de furos já 

existentes. A geometria das brocas helicoidais é definida pela norma ABNT 

NBR 6163/80 (Santos, 1999). 

Para a etapa de escareamento tem-se uma ferramenta específica denominada 

escareador. Esta operação gera um rebaixo cônico no início de um furo 

previamente aberto, normalmente este furo irá receber a cabeça do parafuso. A 

Fig. 2.3 apresenta o aspecto geral de um escareador (Gorgulho Jr., 2002).


Figura 2.3 - Escareador usado no processo de rosqueamento tradicional. 

Para a última etapa do rosqueamento tradicional é usada uma ferramenta 

conhecida como macho, sendo seu corpo composto do perfil roscado que é 

impresso na peça pela ação da ferramenta. Um exemplo de um tipo de macho 

é visualizado pela Fig. 2.4. 

Figura 2.4 - Macho utilizado para a usinagem do perfil roscado. 

A broca-fresa de roscas, como se denomina a ferramenta da tecnologia de 

rosqueamento macho-fresa, é uma ferramenta construída em metal duro que 

possui dois ou três gumes cortantes, sendo visualizada na Fig. 2.5. 

Figura 2.5 - Ferramenta da tecnologia macho-fresa. 

Esta é composta por uma ponta correspondente a uma broca helicoidal, por 

uma parte do seu corpo configurada como uma fresa com o perfil da rosca e 

um escareador que liga este corpo com a haste, enquanto o sistema de 

lubrificação e refrigeração é feito por canais internos ao corpo da ferramenta e 

possui como função principal à redução do atrito entre material e a ferramenta 

auxiliando na expulsão do cavaco gerado (Schramm, 2001). 

Para se reduzir o tamanho da fixação e alcançar uma elevada resistência à 

flexão da ferramenta, o diâmetro da haste cilíndrica foi determinado conforme a


norma DIN 1835 e o comprimento total da ferramenta segundo a norma DIN 

1897. O diâmetro da parte da broca, correspondente ao valor médio do furo da 

rosca métrica ISO, é normalizado segundo DIN 13. Considerando a norma DIN 

6581 o gume secundário da broca passa a exercer a função de gume principal 

durante o fresamento da rosca. Analogamente o gume principal da etapa de 

furação passa a atuar como gume secundário no fresamento. Esta ferramenta 

pode ser fabricada para todas as roscas correntes (Schramm, 2001). 

Materiais de ferramenta 

O processo de furação é um dos processos mais utilizados na indústria 

manufatureira. Entretanto, tal processo recebeu poucos avanços em pesquisas. 

Um dos fatores é o fato de não haver muita variação do tipo de ferramenta 

usada, sendo que a broca helicoidal de aço-rápido é responsável por mais da 

metade de toda a operação de furação no Brasil (Diniz et al., 2001). 

O aço-rápido também conhecido pelas iniciais HSS, devido à literatura inglesa 

que o denomina como High Speed Steel é formado por teor de carbono entre 

0,7 a 1,2 %C alem de outras ligas. Os principais elementos químicos, 

formadores de carbonetos são: W, Mo, V e Cr. Além destes, o Co também é 

adicionado freqüentemente (Sales e Santos, 2003). 

Os carbonetos formados na composição da ferramenta de HSS são 

extremamente duros o que confere ao aço elevadas resistências ao 

escoamento e à tração, somada com a desejada dureza a quente. Entretanto, a 

utilização desta ferramenta está limitada a baixas velocidades de corte 

relativas, onde este parâmetro é inferior à velocidade econômica de corte dos 

materiais de ferramentas mais resistentes (Sales e Santos, 2003). 

Com a utilização de centros de usinagem CNC é possível trabalhar com 

rotações consideradas altas para este tipo de operação. Com isto, alguns 

desenvolvimentos têm ocorrido com os materiais das ferramentas de furação, 

sendo os mais proeminentes o revestimento da broca, o uso de pastilhas 

intercambiáveis entre outros (Diniz et al., 2001). 

Logo, com o aumento da velocidade de corte a ferramenta de metal duro está 

tomando cada vez mais espaço nas operações de usinagem, inclusive na 

furação. Este tipo de ferramenta é composto de um carboneto de tungstênio


(WC) em pó disposto em uma base aglomerante também em pó de cobalto 

(Co). Sales e Santos (2003) afirmam que o grande sucesso do metal duro é o 

fato deste possuir a combinação de resistência ao desgaste, resistência 

mecânica e tenacidade em altos níveis. Para melhorar outras características, 

também, adiciona-se elementos de liga como TiC, TaC e/ou NbC; que 

principalmente reduz os problemas de craterização na usinagem de aços 

(Sales e Santos, 2003). 

Determinada às implicações das ferramentas de corte para a operação de 

rosqueamento tem-se a seguir uma descrição sobre a formação do cavaco e 

como estas duas grandezas influenciam nas variáveis mensuráveis que servem 

para quantificar a usinabilidade do processo. 

2.2.1.2- Retirada de material: cavaco 

Entende-se por cavaco a porção de material que é removida da peça. A 

formação do cavaco influencia diversos fatores ligados a usinagem, tais como o 

desgaste da ferramenta, os esforços de corte, o calor gerado na usinagem, a 

penetração do fluido de corte, entre outros. Em suma, o processo de formação 

do cavaco está diretamente envolvido com aspectos econômicos e de 

qualidade da peça (Diniz et al., 2001). Por conseqüência este parâmetro é 

decisivo na usinabilidade de um processo e o mesmo será amplamente 

discutido a seguir. 

Formação do cavaco 

O cavaco é o resultado final da imposição da ferramenta cortante sob um 

determinado material. Esta ação tem por objetivo dar formas finais à peça para 

que assim a mesma tenha possibilidade de cumprir um determinado propósito. 

Neste ponto será utilizada a descrição do modelo de formação de cavaco 

proposto por Trent e descrito por Sales e Santos (2003) além de Machado e 

Silva (1999) por se tratar de uma teoria mais fundamentada e de aplicação 

geral. 

Com a ação da ferramenta e devido à ação da força de atrito, o metal começa 

a sofrer deformações elásticas. O avanço faz com que as tensões aumentem 

até que o limite de escoamento seja vencido, conseqüentemente o material se


deforma plasticamente. Como o movimento relativo entre peça e ferramenta 

não pára, as tensões vão aumentando continuamente, assim fica definida uma 

zona de cisalhamento primária (Machado e Silva, 1999). 

O material passa pela região de cisalhamento primária e movimenta-se por 

sobre a superfície de saída da ferramenta como uma componente ou lamela do 

cavaco numa pequena região junto à interface com a ferramenta. Esta região é 

definida como zona de cisalhamento secundária (Machado e Silva, 1999). 

As zonas de cisalhamento são representadas esquematicamente na Fig. 2.6. 

Nesta também é indicado o ângulo de cisalhamento, que é definido como 

sendo o ângulo formado entre o plano de cisalhamento primário e o plano de 

corte. Ainda tem-se a indicação da espessura do cavaco h’. 

Figura 2.6 - Desenho esquemático das zonas de cisalhamento (Trent, 1991). 

A posição da região de máxima tensão de cisalhamento é indicada pelo 

chamado ângulo de cisalhamento, sendo este sempre menor que 45º e é tanto 

menor quanto maior for a resistência ao cisalhamento do material na zona de 

cisalhamento secundária. Além disto, a intensidade da tensão de compressão 

sobre o plano de cisalhamento primário é influenciada pelo ângulo de 

cisalhamento, que por sua vez depende das condições da interface cavaco- 

ferramenta (Sales e Santos, 2003).


Figura 2.7 - Desenho representativo do processo de formação de cavaco (Trent, 1991). 

Na figura 2.7 tem-se uma representação das etapas de geração do cavaco, 

onde num primeiro momento observa-se um volume de material, representado 

por “klmn”, anterior a zona de cisalhamento primária. 

Ao passar pela zona de cisalhamento primária o volume é submetido aos 

fenômenos indicados anteriormente e característicos desta região, até sofrer 

ruptura por cisalhamento no ponto “O”, localizado na ponta da ferramenta 

(Sales e Santos, 2003). Como dito anteriormente, com o desenvolvimento da 

usinagem as tensões ultrapassam o limite de resistência do material 

promovendo a ruptura, que se inicia com a abertura de uma trinca que se 

propaga dependendo da ductilidade do material da peça e determina também o 

tipo de cavaco (Machado e Silva, 1999). 

Assim, o volume de referência é deformado e passa a assumir a configuração 

representada por “pqrs”. A partir de então tem início a quarta etapa que é o 

movimento do cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta (Sales e 

Santos, 2003). Esta última sofre influência de vários fenômenos que vão ser 

mais detalhados no próximo tópico referente à interface cavaco-ferramenta. 

O modelo de formação de cavaco descrito anteriormente é formulado por meio 

de algumas simplificações, assim para a forma peculiar da broca que será 

utilizada no presente trabalho têm-se algumas características que contrapõe as 

condições de contorno iniciais. Um exemplo deste fato é indicado por meio da 

Fig. 2.8, onde se tem a variação do ângulo de inclinação (λ) e do ângulo de 

saída (γ) em função da distância do centro da broca para a sua extremidade.


Figura 2.8 - Variação dos ângulos de inclinação e saída em relação ao raio da broca (Shaw, 

1984). 

Quando os cavacos são inicialmente gerados, devido ao movimento mais lento 

do interior da face de corte em relação a sua extremidade e a variação dos 

ângulos indicados na Fig. 2.8, o cavaco formado na região mais próxima do 

centro da ferramenta é inerentemente mais curto do que aquele formado na 

região externa da broca. Esta diferença no comprimento do cavaco força o seu 

fluxo para o centro da ferramenta em vez de ser perpendicular a face de corte. 

Além disto, a parte central da hélice da broca força o enrolamento do cavaco, 

formando a forma espiral. Estas etapas podem ser percebidas na 

representação esquemática indicada na Fig. 2.9 (Ke et al., 2005). 

Figura 2.9 - Representação esquemática das formas iniciais do cavaco formado em uma broca 

(Ke et al., 2005). 

Entretanto, quando o cavaco espiral mover-se por sobre a hélice, esta forma só 

se manterá se houver uma rotação constante em relação ao seu próprio eixo. 

Este movimento rotacional é dificultado com o desenvolvimento da usinagem, 

ou seja, em relação à profundidade do furo e a interação da hélice da broca 

com a parede do furo. Assim, se o movimento rotacional não se mantiver o 

cavaco pode se quebrar ou mudar de forma (Ke et al., 2005).


Considerando as características citadas anteriormente tem-se uma outra 

proposta indicada no modelo de Poulachon et al. (2002), citado por Faccio 

(2002) que pode se adequar melhor para esta situação. 

Este modelo foi construído para a descrição da formação do cavaco na 

usinagem de aço em High Speed Machining (HSM), onde os fenômenos 

termicamente ativados são proeminentes. Além disto à ferramenta utilizada é 

bastante negativa (γ = -26º), como o centro da broca. 

Poulachon et al. (2002) afirmam que os níveis de constrição mais elevados se 

encontram numa região ao redor do raio da ferramenta. Enquanto que na 

superfície da peça antes do “chanfro” gerado pela ferramenta a constrição 

desaparece, ou seja, esta se submete apenas a pressão atmosférica. Os níveis 

baixos de tensão de compressão logo a baixo da superfície provocam a 

abertura de uma trinca que se desenvolve em direção à superfície, onde a 

constrição crítica de cisalhamento alcançou primeiro (Faccio, 2002). 

Neste ponto de abertura da trinca começa a discrepância entre os dois 

modelos, pois Trent e Wright (2000) afirmam que a trinca se inicia na ponta da 

ferramenta, devido ao alto nível de tensões trativas neste local. Enquanto que 

no segundo modelo, como se percebe na primeira fase da Fig. 2.10, tem-se a 

nucleação da trinca próximo da superfície externa do cavaco na zona de 

cisalhamento primária. 

Figura 2.10 - Formação de cavaco segundo o modelo de Poulachon e Moisan (Faccio, 2002). 

Para a primeira fase da formação de cavaco, como indicado na Fig. 2.10, a 

trinca se forma de repente e se desenvolve seguindo o ataque da ferramenta. 

Seu comprimento relativamente importante corresponde à parte do cavaco que 

não foi submetida à praticamente nenhuma distorção (Faccio, 2002).


Numa segunda etapa, o volume de cavaco AA’BB’, que pode ser notado na 

Fig. 2.10 e situado entre a trinca e o chanfro da aresta é ejetado para fora 

praticamente sem deformação. Este então se desloca de forma que o vão AA’ 

se feche conforme avança a ferramenta, fazendo neste caso a altura do cavaco 

diminuir assim como o vão AA’ (Faccio, 2002). 

O vão AA’ está praticamente fechado na terceira fase, deixando pouco espaço 

para a evacuação do volume de cavaco restante. Neste estágio, visto na Fig. 

2.10, verificam-se grandes deformações plásticas e altas velocidades de ejeção 

do cavaco (Faccio, 2002). 

Na última fase do modelo proposto por Poulachon et al. (2002), esquematizado 

também na Fig. 2.10, o segmento de cavaco é formado e é praticamente 

barrado no intervalo livre que existia entre a trinca e o interior do cavaco, 

devido à deformação plástica elevada. Como o campo de tensões de 

compressão, que havia diminuído durante as etapas dois e três do modelo, se 

torna máximo novamente na quarta e última fase, é gerada uma nova trinca e o 

fenômeno cíclico se repete (Faccio, 2002). 

Além de diferentes modelos que podem ser empregados na formação do 

cavaco em furação têm-se outras diferenças citadas por Ke et al. (2005) que 

consideram outras características funcionais da broca. As diferenças são (Ke et 

al., 2005): 

a) A formação do cavaco não está completa quando o cavaco deixa a face 

de corte. O cavaco será extremamente deformado devido ao resultado 

da interação do cavaco com a helicóide da ferramenta e a parede do 

furo; 

b) A direção do fluxo do cavaco é restringida pelas diferentes velocidades 

de corte ao longo da face de corte, ou seja, a velocidade de corte é bem 

menor próximo do centro da ferramenta em relação à periferia da 

mesma, assim os primeiros cavacos vão possuir a forma cônica e 

tenderam a escoar para o centro da broca; 

c) A interação entre o cavaco e a ferramenta é um efeito combinado da 

ponta da broca e o ângulo da hélice. Além disto, esta interação mudará 

a deformação do cavaco após o mesmo deixar a face de corte, 

resultando em diferentes formas e comprimentos de cavaco.


2.2.1.3- Interface cavaco-ferramenta, desgaste e mecanismos de desgaste 

Durante a usinagem dos metais a ação de cortar muda a forma e, portanto, a 

geometria original da ferramenta de corte. Assim, Verifica-se um desgaste 

progressivo tanto na superfície de folga como na superfície de saída da 

ferramenta (Sales e Santos, 2003). Já na furação, Ertunc e Oysu (2004) 

definem o desgaste como uma perda de material nas faces de corte da broca, 

devido à interação física entre a ferramenta de corte e a peça de trabalho. 

Citados por Ertunc e Oysu (2004), Liu e Anantharaman (1994) destacam que o 

desgaste da ferramenta em furação é um procedimento progressivo, embora 

que isto ocorra numa razão acelerada uma vez que a ferramenta estiver cega. 

Depois de um certo limite, o desgaste da ferramenta pode causar uma falha 

repentina e catastrófica, sem qualquer advertência, este fato pode levar a um 

considerável prejuízo na peça e mesmo na máquina ferramenta. 

Classificando os estágios de evolução do desgaste como função da vida da 

ferramenta, como pode ser visto na Fig. 2.11; tem-se um desgaste inicial na 

primeira etapa que se desenvolve para uma segunda parte de desgaste leve 

(estágio regular de desgaste), para um desgaste moderado (estágio três de 

micro trinca), desgaste severo na quarta parte (estágio de desgaste rápido) e 

para um estágio de ferramenta desgastada ou quebrada na quinta etapa 

(Ertunc e Oysu, 2004). 

Figura 2.11 - Evolução do desgaste de ferramenta (Ertunc e Oysu, 2004). 

Considerando as últimas etapas de formação do cavaco, onde ocorre o 

movimento de saída do mesmo por sobre a superfície de saída da ferramenta 

caracteriza-se um atrito sólido entre duas superfícies. Como pode ser notado 

na Fig. 2.12 tem-se uma ampliação de uma área de contato (A) e percebe-se


que a área de contato real (AR) é bem menor, isto se deve às irregularidades 

das superfícies e é denominado regime I do atrito sólido. 

Figura 2.12 - Atrito sólido entre duas superfícies (Shaw, 1984). 

Aumentando-se a carga entre as superfícies, W, devido ao avanço do cavaco 

por sobre a ferramenta, os pontos em contato se deformarão plasticamente 

aumentando proporcionalmente a área de contato real. Esta região foi 

denominada de zona de aderência, que corresponde ao regime III do atrito 

sólido, onde não existe superfície livre e assim as duas superfícies estão 

completamente unidas, ou seja, AR = A (Sales, 1999). 

Machado e Silva (1999) afirmam que durante a usinagem dos metais, os 

regimes I e III ocorrem simultaneamente em pontos distintos ao longo do 

comprimento de contato entre o cavaco e a ferramenta. E o regime II de atrito 

sólido corresponde a uma transição entre os outros regimes. 

Altas tensões de compressão, grandes quantidades de calor e altas taxas de 

deformação e afinidades químicas entre os materiais promovem ligações 

atômicas na interface entre a ferramenta e a peça, causando aderência. A 

temperatura local exerce enorme influência, não só ditando os mecanismos e 

as condições de deformação na zona de aderência, mas também influenciando 

diretamente os mecanismos de desgaste da ferramenta (Sales, 1999). 

Dentro da zona de aderência destaca-se ainda uma outra região denominada 

zona de fluxo, podendo ser percebida na Fig. 2.13. Esta se localiza numa 

camada mais próxima da ferramenta, onde para as camadas em contato com a 

ferramenta existe uma condição estacionária, enquanto a uma certa distância a 

camada já possui a mesma velocidade da saída do cavaco. Logo, é de se 

considerar que as deformações alcançadas nesta região sejam muito grandes. 

Trent (1991) teoriza que a deformação cisalhante poderia ser infinita na


superfície de saída da ferramenta se não fosse a ação das irregularidades 

superficiais que interrompem o fluxo laminar. 

Figura 2.13 - Zona de fluxo (Trent e Wright, 2000). 

Em concordância com a teoria aqui apresentada, uma outra zona denominada 

de escorregamento também está presente na periferia da área de contato entre 

o cavaco e a ferramenta. 

Em condições de escorregamento a área real é muito menor que a área 

aparente e isto é a constatação da presença do regime I de atrito sólido. 

Nestas condições, a zona de fluxo desaparece, já que as ligações que se 

formam são mais fracas que as ligações internas entre o material da peça e 

ferramenta. Isto não quer dizer que não existam ligações na interface. Elas 

existem e é exatamente a resistência destas ligações que irá estabelecer se 

irão prevalecer as condições de aderência ou escorregamento (Sales, 1999). 

Zorev (1963), citado por Machado e Silva (1999) apresentou um modelo de 

distribuição de tensão na superfície de saída da ferramenta e este pode definir 

o alcance de cada zona pertencente à interface cavaco-ferramenta. 

Na Figura 2.14 tem-se um desenho esquemático deste modelo, onde o 

comprimento de contato cavaco-ferramenta é dividido em duas regiões 

distintas: a região de aderência e a região de escorregamento. Segundo este 

modelo, a tensão normal é máxima na ponta da ferramenta e decresce 

exponencialmente até zero, no ponto onde o cavaco perde contato com a 

superfície de saída. A tensão cisalhante é constante na zona de aderência e 

assume o valor do limite de resistência ao cisalhamento do material naquela 

região. Ela decresce exponencialmente na zona de escorregamento até o valor 

zero, no ponto onde o cavaco perde o contato com a ferramenta (Machado e 

Silva, 1999).


Figura 2.14 - Modelo de distribuição de tensão na superfície de saída, proposto por Zorev 

(Machado e Silva, 1999). 

Uma vez definido os fenômenos relativos à interação da ferramenta de corte na 

saída do cavaco e em outras regiões de contato íntimo entre peça e ferramenta 

fica possível discutir mais amplamente os tipos e mecanismos de desgaste 

referentes à ferramenta de corte. 

A norma DIN 50320, citada por Arenas Miranda (2003), define cinco 

mecanismos de desgaste. Estes mecanismos de desgaste podem ser 

classificados primeiramente naqueles que têm efeito na superfície, a saber: 

adesão, abrasão e oxidação. Em adição, a difusão é um mecanismo que se 

inicia na face de ferramenta, mas que também influencia as propriedades do 

material da peça e, finalmente, a fadiga que conduz a perdas de material de 

ferramenta, devido a fraturas que se seguem após a formação de trincas 

(Arenas Miranda, 2003). 

O mecanismo de difusão envolve a transferência de átomos de um material 

para outro e é fortemente dependente da temperatura e da solubilidade dos 

elementos envolvidos na zona de fluxo (Machado e Silva, 1999). Pois se tem 

um estado estacionário na interface cavaco-ferramenta que garante o tempo 

necessário para a migração de átomos e o comportamento não estável desta 

zona retira a proteção devido à saturação (Sales, 1999).


Fadiga superficial (térmica ou mecânica) é normalmente causado pelos ciclos 

termomecânicos. Assim, as flutuações de temperatura que ocorrem na aresta 

da ferramenta, juntamente com a dinâmica de carga e descarga dos esforços 

de usinagem, conduzem para o surgimento de micro-trincas na aresta da 

ferramenta (Budinski, 1997 apud Arenas Miranda, 2003). 

Desgaste por ação eletroquímica ou oxidação ocorre, geralmente, em 

processos onde há o uso de fluido de corte, pois altas temperaturas e a 

presença de ar e água geram oxidação. Desta reação, resulta uma camada de 

baixa resistência ao cisalhamento na superfície de saída da ferramenta, da 

qual pequenas porções de material são arrancadas (Amorim, 2002). 

O mecanismo mais comum entre todos é o desgaste por abrasão, que é 

causado pelo movimento relativo entre a superfície inferior do cavaco e a 

superfície de saída da ferramenta, e entre a nova superfície gerada na peça e a 

aresta de corte da ferramenta (Amorim, 2002). 

O desgaste abrasivo envolve a perda de material por micro-sulcamento, micro- 

corte ou micro-lascamento causado por partículas de elevada dureza relativa. 

Estas partículas podem estar contidas no material da peça (óxidos, carbonetos 

e carbonitretos), ou podem principalmente ser partículas da própria ferramenta 

que são arrancadas, por exemplo, por attrition (Sales e Santos, 2003). 

O desgaste causado por aderência ocorre na zona onde há a “soldagem” entre 

o cavaco e a superfície de saída da ferramenta e está associado à ocorrência 

da aresta postiça de corte (Amorim, 2002). A resistência deste extrato é 

elevada a tal ponto que, na tentativa de separar as superfícies, ocorre ruptura 

em um dos metais e não na superfície de contato. Assim, partículas da 

superfície de um metal migram para a superfície do outro. O fenômeno da 

aderência está presente na formação da aresta postiça de corte, e no desgaste 

de entalhe (Diniz et al., 2001). 

Trent e Wright (2000) classificam o desgaste por aderência como sendo 

"ATTRITION" que corresponde a uma fase de aderência complementada por 

um arrastamento que caracteriza a perda de material da ferramenta e 

conseqüentemente o desgaste da mesma.


A APC é basicamente uma camada de cavaco que, permanecendo aderida à 

aresta de corte, modifica o seu comportamento com relação à força de corte, 

desgaste da ferramenta e acabamento superficial da peça (Amorim, 2002). 

Sales e Santos (2003) citam Trent (1991) que explica o fenômeno da APC de 

forma mais detalhada, onde ele diz que uma primeira camada de material se 

une à ferramenta por meio de ligações atômicas e encrua-se. Assim, aumenta- 

se o seu limite de escoamento e as tensões de cisalhamento são insuficientes 

para quebrar estas ligações. As deformações então continuam nas camadas 

adjacentes, mais afastadas da interface, até que elas também são 

suficientemente encruadas. 

Microscopicamente, a existência da APC ocorre por meio do aparecimento de 

micro-trincas devido a um estado tri-axial de tensão que provem do diferente 

grau de encruamento da segunda fase do material em relação a matriz. Pela 

repetição deste processo, uma sucessão de camadas forma a APC. O tamanho 

da APC atinge um valor no qual a tensão de cisalhamento é suficiente para 

mudar a zona de cisalhamento primária, que até então estava acima da APC, 

para dentro do corpo desta. Logo parte de sua estrutura é cisalhada e 

arrastada entre a superfície da peça e a superfície de folga da ferramenta 

(Sales e Santos, 2003). 

A velocidade de corte também influência a geometria da APC, como pode ser 

visualizado na Fig. 2.15. 

Figura 2.15 - Variação da APC com a velocidade de corte (Machado e Silva, 1999). 

Sales e Santos (2003) afirmam que a velocidade de corte está relacionada com 

a temperatura na região de cisalhamento. Assim, com o aumento da


temperatura o material também é aquecido, ocasionando o amolecimento deste 

que elimina o encruamento, ou seja, a diferença de plasticidade entre as fases 

que compõem o material torna-se menor, o que diminui a tendência de 

formação de trincas. 

Na furação a velocidade de corte diminui à medida que se caminha da periferia 

para o centro da broca, já que ela depende do diâmetro. Assim, quando 

materiais dúteis que possuem 2 a fase são furados, sem furo prévio, a formação 

da aresta postiça de corte na vizinhança do centro da broca é inevitável (Diniz 

et al., 2001). 

O fenômeno de aresta postiça de corte (APC) não ocorre na usinagem do 

alumínio comercialmente puro. Entretanto, as ligas são estruturas que contém 

mais de uma fase e com isto a APC pode ser formada (Trent e Wright, 2000). 

Além disto, König e Erinski (1983) citados por Arenas Miranda (2003) atentam 

que muitas ligas de alumínio são suscetíveis à adesão com a ferramenta de 

corte e formando arestas postiças de corte. 

O desgaste por aderência e arrastamento - "ATTRITION" ocorre onde o fluxo 

de material sobre a superfície de saída torna-se irregular. Como a aresta 

postiça de corte pode aparecer e o contato com a ferramenta torna-se menos 

contínuo, fragmentos microscópicos são arrancados da superfície da 

ferramenta e arrastados junto com o fluxo de material (Sales, 1999). 

A seguir é feita uma descrição dos tipos de desgastes mais comuns na 

ferramenta de corte, depois de definidos os mecanismos de formação de 

desgaste e fenômenos pertinentes, como a aresta postiça de corte, que 

influenciam na ocorrência de determinados tipos de desgaste e sabe-se que 

vários mecanismos e tipos de desgaste podem estar presentes 

concomitantemente, embora que normalmente uma forma deve prevalecer em 

relação à outra. 

Os tipos de desgastes são caracterizados por desgaste de cratera, aparecendo 

na superfície de saída da ferramenta; desgaste de flanco, que ocorre na 

superfície de folga; e pelo desgaste de entalhe, que surge nas superfícies 

principal e lateral de folga na aresta de corte (Sales e Santos, 2003). Estes são 

representados na Fig. 2.16.


Figura 2.16 - Representação esquemática dos tipos de desgaste: a) cratera, b) flanco e c) 

entalhe (Amorim, 2002). 

O desgaste de cratera, Fig. 2.16a, normalmente resulta de uma combinação 

entre os mecanismos de desgaste por abrasão e por difusão, e ocorre 

principalmente a altas velocidades de corte, devido às altas temperaturas 

geradas, o que favorece o mecanismo de desgaste por difusão. O desgaste 

abrasivo é favorecido, devido à redução da resistência a abrasão causada pela 

difusão, sendo então a forma da cratera resultante da distribuição de tensões 

na superfície de saída da ferramenta. O desgaste assume então a forma de 

uma cratera alongada com as extremidades arredondadas, paralela à aresta de 

corte (Amorim, 2002). 

O desgaste de flanco ou frontal ocorre nas superfícies de folga, atingindo tanto 

a aresta principal de corte como a secundária, ou ambas. Quando atinge a 

aresta principal de corte resulta num aumento das temperaturas e forças 

envolvidas no corte, podendo causar vibrações tanto na ferramenta como na 

peça. Já na aresta secundária de corte, da qual dependem o controle 

dimensional e a qualidade do acabamento superficial da peça. Em condições 

normais de usinagem, o desgaste de flanco é o tipo de falha que apresenta o 

maior risco de danos à peça e que exige mais potência de corte, motivo pelo 

qual costuma ser o mais usado na determinação de critérios de fim de vida de 

ferramenta (Amorim, 2002). Este desgaste é representado na Fig. 2.16b e será 

usado como forma de avaliação da vida da ferramenta do presente trabalho. 

É comum o desgaste de flanco ser mais pronunciado na região onde ocorre o 

contato com a superfície externa da peça do que nas demais regiões, o que 

pode ocorrer devido a várias causas, como corte de uma camada de material 

endurecido pelo passe anterior da ferramenta ou ainda oxidado devido às altas


temperaturas, exposição ao ar ou ao fluido de corte. Este tipo de desgaste é 

chamado desgaste de entalhe e pode ser visto na Fig. 2.16c (Amorim, 2002). 

Apesar de nem sempre afetar o processo de corte, o desgaste de entalhe pode 

ser bastante prejudicial, pois o entalhe costuma ser relativamente profundo, 

constituindo uma região de concentração de tensões, que pode levar à quebra 

da ferramenta (Amorim, 2002). 

Porém, ainda não existe um consenso na literatura que explique exatamente o 

mecanismo que provoca o desgaste de entalhe. Ele ocorre, principalmente, na 

usinagem de materiais resistentes a altas temperaturas e com alto grau de 

encruamento (tais como: ligas de níquel, titânio, cobalto e aço inoxidável). 

Geralmente, nas regiões onde acontece este tipo de desgaste, as condições de 

escorregamento prevalecem e o mecanismo de desgaste, provavelmente, 

envolve abrasão e transferência de material (difusão e "attrition") e eles são 

bastante influenciados por interações com a atmosfera (Sales, 1999). 

Devido ao caráter progressivo do desgaste de ferramentas de corte, é 

necessário, para evitar danos causados por falhas catastróficas e gastos 

excessivos por operação inadequada da máquina operatriz, que se defina até 

onde uma ferramenta de corte pode ser útil, e quando esta começa a perder 

suas características operacionais, ou seja, quando a ferramenta deverá ser re- 

afiada ou substituída. A forma mais usual de determinar este ponto é dada pela 

norma ISO 3685 (1993), que estabelece o desgaste de flanco máximo, VBBmax 

igual a 0,6 mm, no caso do desgaste não ocorrer de forma regular ao longo do 

flanco. Também, a norma ISO 3695 cita a rugosidade superficial e o 

crescimento repentino das forças de usinagem como critério de fim de vida de 

ferramenta em operações de acabamento (Amorim, 2002). 

Para o processo de furação o desgaste na broca helicoidal pode ser analisado 

de forma esquemática na Fig. 2.17, onde os desgaste ocorrem na aresta 

transversal e principalmente nas arestas principais de corte, sob condições 

normais de corte e uso de parâmetros adequados. Pois Ferraresi (1977) indica 

que é muito comum o desgaste de flanco ser acentuado na ponta de corte, 

devido ao uso de maior velocidade de corte ou quando o desgaste na aresta 

transversal é maior que o das arestas principais de corte, existe então, uma 

indicação do uso de um avanço acima do desejado (Arenas Miranda, 2003).


Figura 2.17 - Desenho esquemático do desgaste na broca helicoidal (Arenas Miranda, 2003). 

Schramm (2001) em seu estudo afirma que o desgaste da ferramenta macho- 

fresa ocorre na região da ponta da broca, gume principal, e nos dentes da 

fresa. Apesar de ocorrer, estes possuem valores pouco significativos nos 

ensaios realizados até o presente momento. 

A quebra ou falha catastrófica da ferramenta macho-fresa ocorre com a maior 

freqüência na transição da fresa para o escareador. Este fato é decorrente das 

maiores tensões se apresentarem neste menor diâmetro e da concentração de 

tensões na região de mudança de diâmetro. A solicitação através da flexão 

aumenta com o braço crescente a partir da ponta da broca; sendo assim, o 

entalhe no escareador recebe a maior solicitação (Schramm, 2001). 

Durante o procedimento de progressão do desgaste, as forças de corte 

aumentam, a temperatura da ferramenta se eleva, a broca se deforma e há 

uma perda imediata das faces afiadas da ferramenta (Ertunc e Oysu, 2004). 

Outras implicações dos esforços de usinagem na operação de rosqueamento 

são mais bem detalhadas na próxima seção.


2.2.1.4- Esforços na usinagem 

O monitoramento de forças é bastante lógico no processo de corte para a 

avaliação do desgaste da ferramenta, pois é conhecido que as forças de corte 

aumentam com o aumento do desgaste da ferramenta de corte. Isto é devido 

ao aumento do atrito entre a ferramenta e a peça. Na furação este 

monitoramento pode ser feito avaliando o torque, a força lateral drift que ataca 

a peça e a força de avanço ou thrust (Jantunen, 2002). 

O conhecimento dos esforços de usinagem é importante, porque por meio 

destes é possível determinar a potência necessária para a realização de uma 

operação de usinagem e também é possível saber se a máquina ferramenta a 

ser utilizada é adequada para aquelas condições. Além disto, o comportamento 

da força de usinagem no decorrer do processo pode ser um importante 

subsídio para o monitoramento da condição da ferramenta (Leão, 2000). 

Na furação com brocas helicoidais, os esforços atuantes estão ligados à 

geometria da broca e às condições de corte do processo; como: avanço, 

velocidade de corte e rigidez do conjunto peça / máquina-ferramenta (Arenas 

Miranda, 2003). 

Logo, uma broca helicoidal durante o corte é basicamente submetida a 

esforços de torção, devido à rotação da ferramenta, e a esforços de 

compressão provenientes do avanço da broca. Assim, para se estimar os 

esforços de um processo de furação, basta calcular-se o momento torço MT e a 

força de avanço Ff do processo. Para a formulação destes esforços é 

necessário previamente definir o tipo de resistência à penetração da broca 

(Diniz et al., 2001): 

a) Resistência devido ao corte do material nas duas arestas principais de 

corte; 

b) Resistência devido ao corte e esmagamento do material na aresta 

transversal de corte; 

c) Resistência devido ao atrito das guias com a parede do furo e entre a 

superfície de saída da broca e o cavaco.


Dados os três tipos de resistências (a, b e c) que uma broca helicoidal tem que 

vencer para realizar o corte fica possibilitado a formulação do momento torço 

total, Eq. (2.1), e da força de avanço total, Eq. (2.2). 

M = M + M + M 

Ttotal 

ftotal 

Ta 

fa 

fb 

Tb 

F = F + F + F 

fc 

Tc 

(2.1) 

(2.2) 

Para o controle do processo, Furness et al. (1999) consideram o torque ou 

momento total da ferramenta como sendo a adição de uma parcela 

representada pelo torque de corte (Tc) e uma outra denominada como sendo 

de torque de distúrbio (Td). O Tc é devido à interface da broca na peça e o 

mesmo é assumido para ser uma função das condições de corte, ou seja, pelo 

avanço e pela rotação. Enquanto o Td inclui a contribuição do atrito entre a 

ferramenta e o cavaco. 

Em comparação com a formulação de Diniz et al. (2001) o torque de distúrbio, 

descrito por Furness et al. (1999), engloba as resistências do tipo a e b que não 

dependem somente das condições de corte. Assim, o problema da 

imprevisibilidade do processo é devido à parcela Td. Em adição a este fato, a 

quebra da ferramenta pode ocorrer devido a este distúrbio, mesmo quando são 

utilizados parâmetros conservativos de usinagem (Furness et al., 1999). 

É importante notar que, quando as arestas principais da broca não estão 

igualmente afiadas, o esforço de corte de uma aresta é diferente do esforço da 

outra, podendo causar flexão da ferramenta (Diniz et al., 2001). 

2.2.1.5- Fluido de corte 

Uma alta condutividade térmica do material da peça a ser usinada significa que 

o calor gerado pelo processo é rapidamente retirado da região de corte e, 

assim, a ferramenta não é excessivamente aquecida e, portanto, não se 

desgasta tão rapidamente. Então, uma alta condutividade térmica favorece a 

usinabilidade do material. O alumínio se destaca com a maior condutividade 

térmica dentre os tipos de materiais mais usinados (Diniz et al., 2001).


Mas, Diniz et al. (2001) alertam que quando o material tem alta condutividade 

térmica retêm boa parte do calor gerado, podendo ocasionar excessiva 

dilatação térmica e mudança estrutural da peça. 

Sendo assim, fluido de corte é usualmente empregado para a usinagem de 

ligas de alumínio. Este tem a função de manter baixa a temperatura na 

interface cavaco ferramenta, garantindo uma tolerância dimensional justa, 

longa vida útil da ferramenta, baixa potência de corte e superfície final 

melhorada. A geração de calor devido à deformação plástica é uma das 

maiores fontes de alteração micro-estrutural. Desta forma, a temperatura de 

corte deve ser mantida sobre controle por uma escolha apropriada da 

geometria e material da ferramenta (Reis e Abrão, 2005). 

As ligas de alumínio e silício requerem boa lubrificação. Se a precisão 

dimensional for importante, deve-se usar um bom refrigerante, devido ao alto 

valor do coeficiente de expansão térmica. Uma escolha correta seria emulsão 

com uma mistura de óleo mineral e gordura e a maioria das emulsões solúveis. 

Alumínio não exige aditivos EP e o enxofre livre ataca o metal 

instantaneamente (Sales, 1999). 

2.2.1.6- Modo de avaliação da vida da ferramenta 

Uma vez mostrados todos os fenômenos que dão base de explicação para o 

monitoramento da operação de rosqueamento é realizado um descritivo das 

formas de avaliação da vida da ferramenta e de como o design da ferramenta, 

a formação do cavaco, os mecanismos de desgaste de ferramenta, os esforços 

de usinagem e o fluido de corte influenciam nos parâmetros mensuráveis que 

determinam a usinabilidade. 

Implicações dos parâmetros mensuráveis na vida da ferramenta 

O material com que a broca é fabricada influencia na vida da ferramenta devido 

às propriedades químicas e físicas distintas apresentadas pelas diferentes 

classes de materiais ou diferentes composições de materiais de mesma classe. 

A geometria da ferramenta exerce influência na vida da broca, pelo fato de 

relacionar-se com as demais grandezas envolvidas no processo (Santos, 

1999).


É conhecido que uma broca consiste de duas principais faces de corte, 

denominadas: aresta transversal e aresta principal de corte. A primeira extruda 

dentro da peça e contribui substancialmente para a força de avanço. Enquanto 

a outra face expulsa o material e produz a maioria do torque de furação e da 

força de avanço. Assim cada um dos parâmetros de configuração da 

ferramenta afeta a força de corte e a qualidade dos furos de várias formas 

(Pirtini e Lazoglu, 2005). 

A minimização de ambas quantidades produz um ganho de desempenho pela 

redução da deflexão da broca devido ao carregamento thrust, pelo 

abaixamento da potência requerida para a operação e pelo ganho de tempo de 

vida útil da ferramenta (Paul et al., 2005). 

Na furação como no rosqueamento, o avanço é o parâmetro chave. Baixas 

taxas de avanço resultam em um aumento no desgaste de flanco, devido ao 

grande tempo de contato íntimo entre a peça e a ferramenta. Em adição ao 

desgaste da ferramenta, tanto a força de avanço quanto o torque crescem com 

o aumento da taxa de avanço. Logo, o avanço afeta significamente a vida da 

ferramenta e as forças induzidas (Ramulu et al., 2002). 

Mensurar os esforços de corte é uma das técnicas mais comuns de 

monitoramento, afirmam Jalali e Kolarik (1991) citados por Ertunc e Oysu 

(2004), devido a sua sensibilidade à condição da ferramenta. 

Basicamente as forças de corte aumentam diretamente com o desgaste da 

ferramenta e elas dão um salto quando ocorre uma quebra repentina da 

mesma. A força de avanço é um dos parâmetros dinâmicos mais usuais no 

processo de furação. Os autores citados a seguir por Ertunc e Oysu (2004) 

indicam as suas experiências no monitoramento da ferramenta de corte. 

Thangaraj e Wright (1998) usaram a razão de mudança da força de avanço 

para predizer a falha da broca, enquanto Brinksmeir (1990) selecionou o torque 

para predizer a fratura da ferramenta. Por um outro lado, Li et al. (1992) 

escolheram ambos parâmetros para monitoramento numa técnica de extração 

de múltiplos sinais. A maior desvantagem desta técnica é a dependência dos 

esforços pelas condições de corte; como a velocidade, avanço e profundidade 

de corte (Ertunc e Oysu, 2004).


Já Pirtini e Lazoglu (2005) citam outros autores que também descrevem as 

suas impressões sobre monitoramento. Em princípio, a força de avanço e o 

torque aumentam com o aumento do avanço, sobre parâmetros de vibração 

constantes é o que afirmam Wang et al. (1998), pois eles concluíram que a 

vibração presente na furação altera a usinagem por ser um processo dinâmico. 

Elhachimi et al. (1999) mostraram que a força de avanço não é sensível para a 

variação da velocidade de rotação, embora que seu efeito não pode ser 

negligenciado sobre o torque. A potência e o torque são proporcionais a 

velocidade de rotação. Além disto, a força de avanço, o torque e a potência são 

aumentados com o avanço (Pirtini e Lazoglu, 2005). 

O tipo de máquina ferramenta e a rigidez da mesma afetam a vida da 

ferramenta devido à vibração transferida para a broca durante a usinagem que, 

em níveis elevados torna o desgaste mais acentuado ou, até mesmo, causa a 

falha catastrófica da ferramenta (Santos, 1999). 

O desgaste da ferramenta provoca uma alteração na geometria da mesma, os 

efeitos do desgaste sobre a força de usinagem são semelhantes aos efeitos 

provocados pela alteração na geometria da ferramenta. Portanto, o aumento 

gradual do desgaste de flanco irá acarretar em uma diminuição gradual do 

ângulo de folga. Esta diminuição provocará um aumento da área de contato 

entre a ferramenta e a peça e, conseqüentemente, uma maior força de 

usinagem. Por outro lado, o aumento do desgaste de cratera irá provocar uma 

diminuição da força de usinagem, devido ao aumento do ângulo de saída 

(Leão, 2000). 

Outros fatores que também exercem influência na vida da ferramenta são a 

natureza, a concentração, a vazão e o método de aplicação do fluido de corte. 

Os fatores citados influenciam na capacidade de refrigeração e/ou de 

lubrificação dos fluidos de corte, afetando assim as condições na interface 

cavaco-ferramenta e também a temperatura da ferramenta, sendo assim 

importante fator para a determinação da vida da ferramenta (Santos, 1999). 

Tipos de monitoramento 

Existem diferenças em tipos de processos de monitoramento que devem ser 

percebidas para o que ele se propõe. Alguns dos métodos são mais eficientes


para a detecção de um colapso da ferramenta (quebra abrupta) e outros são 

melhores no monitoramento do desgaste da ferramenta. Como se tem 

características diferentes da dinâmica do processo para cada tipo de falha, os 

métodos de monitoramento contínuo são ditos lentos para conseguir alcançar 

uma previsibilidade do colapso da ferramenta (Jantunen, 2002). 

O desgaste na broca é um processo progressivo que se localiza na parte 

externa da hélice da ferramenta, isto se deve ao contato íntimo e elevada 

temperatura entre o contato peça e ferramenta. Entretanto, sobre condições 

constantes de corte a falha da broca é considerado um processo estocástico. 

As razões para a variação da vida da ferramenta se devem a heterogeneidade 

na peça e no material da broca, as irregularidades do movimento do fluido de 

corte e na inevitável assimetria introduzida durante a afiação das arestas de 

corte (Jantunen, 2002). 

A usinabilidade analisada por meio da ferramenta de corte pode se dar de duas 

maneiras. Uma maneira direta seria o estudo da falha catastrófica ocorrida na 

ferramenta, onde se verifica a causa provável do acontecimento do fenômeno. 

A outra maneira, de forma indireta, mede-se o desgaste acometido pela ação 

da usinagem e define-se um critério de fim de vida para a ferramenta, assim 

pode-se determinar a vida equivalente da mesma para uma determinada 

quantidade de peças usinadas. 

Em adição ao mencionado anteriormente, a medida de desgaste da ferramenta 

também pode ser feita pelo método direto ou indireto. No método direto o 

desgaste é medido por um período de tempo para uma quantidade de material 

removido. Em contrário, o método indireto é baseado numa determinada 

relação entre o desgaste da ferramenta e algum parâmetro de processo 

(Chung e Geddam, 2003). 

Durante a usinagem, as dimensões da peça se modificam à medida que ocorre 

o desgaste da ferramenta. Estas alterações dimensionais podem ser 

identificadas por meio de micrômetros, calibradores do tipo passa não passa ou 

por meio de sensores. 

Calibradores são padrões geométricos, os quais são utilizados para controlar 

as dimensões admissíveis indicadas em projeto. Ou seja, eles são utilizados 

para verificar se as dimensões efetivas estão dentro das tolerâncias


especificadas. Logo os calibradores não medem as peças, eles apenas 

comprovam se a medida em questão está dentro da tolerância estipulada 

(Palma, 2005). 

Figura 2.18 - Calibrador de rosca tipo passa não-passa. 

Os calibradores de fabricação em geral, apresentam as dimensões limites em 

uma única peça como pode ser notado na Fig. 2.18, para o calibrador de rosca 

onde se tem o lado passa a direita e o lado não-passa à esquerda da figura. A 

direita da figura se tem o lado da dimensão limite mínima, chamado de lado- 

passa, que é o lado do calibrador que deve penetrar no furo ou no eixo. 

Enquanto a esquerda é observado o lado da dimensão limite máxima, chamado 

de lado-não-passa ou lado de refugo, que é o lado do calibrador que não deve 

penetrar no furo ou no eixo (Palma, 2005). 

No presente trabalho este dispositivo será utilizado como ferramenta de 

avaliação da qualidade do furo roscado e não como um quantificador de 

desgaste da ferramenta. 

O conjunto de parâmetros de corte condiciona a ferramenta à força necessária 

para a usinagem da peça. Trent e Wright (2000) mostram que a força que age, 

como uma reação ao corte, na ferramenta pode ser usada como um aspecto 

importante de usinabilidade. Assim, de posse de uma estimativa do nível de 

força desenvolvido no processo pode-se quantificar, por meio de medição 

utilizando um dinamômetro, o desgaste ocorrido no processo que possui uma 

relação direta com a força de usinagem. 

Leão (2000) indica que o dinamômetro piezo-elétrico é um equipamento de alto 

custo e intrusivo ao processo, ou seja, este é montado usualmente entre a 

mesa da máquina-ferramenta e a peça, alterando a rigidez do sistema. Como 

alternativa para o monitoramento da potência de usinagem surgem os


parâmetros ditos elétricos que também possuem uma relação direta com a 

grandeza avaliada. 

A corrente do motor de spindle possui em princípio a mesma forma de medida 

que o torque. Elas esclarecem como uma quantidade de potência é usada no 

processo e as mesmas, também, refletem sobre a dinâmica do corte (Jantunen, 

2002). 

O centro de usinagem embarcado com o sistema de controle numérico CNC, 

normalmente, utiliza muito destes parâmetros elétricos para alguns tipos de 

controle; por exemplo, o controle de rotação ou estimar o nível de potência que 

a máquina está submetida na operação de usinagem, pois assim pode-se 

indicar por meio de um sistema de segurança quando a máquina esta sendo 

sobrecarregada. 

Desta forma fica facilitado o uso destes sinais para monitoramento, pois a 

aquisição dos mesmos já existe, faltando apenas uma transposição do sistema 

de processamento da máquina para uma saída externa que seja possível a 

coleta dos dados por um outro sistema de aquisição. 

Um outro processo de monitoramento é aquele baseado no fenômeno de 

vibração mecânica. Entretanto, para uma avaliação numérica é necessário um 

estudo do tipo de dinâmica envolvida no processo de forma geral para assim 

poder determinar as possíveis freqüências capazes de identificar o 

desenvolvimento do desgaste da ferramenta. 

Vibração é uma ótima fonte de possível monitoramento de máquinas rotativas. 

A vantagem da medida de vibração é a facilidade de implementação e a não 

modificação do processo pela fixação dos sensores (Jantunen, 2002). 

O fenômeno de vibração mecânica do conjunto pode aparecer de forma 

prejudicial dado uma certa configuração de parâmetros de usinagem. Schramm 

(2001) mostra em seu trabalho a ocorrência do fenômeno para algumas 

configurações dos parâmetros, onde foi possível observar marcas de vibrações 

regenerativas nos flancos da rosca usinada e também no fundo do furo. 

Como mencionado por Kalpakjian (1995), a vibração em usinagem sofre 

influência de diversas fontes, tais como a estrutura da máquina, o tipo de


ferramenta e o material de trabalho. Mas, basicamente existem dois tipos de 

vibrações: uma causada pela força e a outra auto-excitada (Kalpakjian, 1995). 

Considerando a primeira causa, a vibração é resultado de forças periódicas 

existentes na usinagem. As fontes destas normalmente são 

desbalanceamentos em componentes mecânicos. O segundo tipo de vibração 

é causado pela interação do processo de remoção do cavaco e a estrutura da 

máquina ferramenta, que resulta em distúrbios na zona de corte. Portanto, a 

vibração auto-excitada está associada com a topografia da superfície usinada e 

conseqüentemente com a vida da ferramenta. 

Dois níveis de vibração podem ser distinguidos na furação. Estes são as baixas 

freqüências de vibração que são associadas com furos lobulares e as altas 

freqüências associadas à trepidação. Um dos mais comuns problemas de 

circularidade na furação é a existência de lóbulos espaçados. Citados por 

Pirtini e Lazoglu (2005), Bayly et al. (2002) concluíram que este problema 

existe sempre na ausência de trepidação e com muitas baixas velocidades de 

corte. A baixa freqüência de vibração é significante para a furação, pois isto 

afeta diretamente a qualidade do furo. Rincon e Ulsoy (1994) aludidos por 

Pirtini e Lazoglu (2005) sugestionaram que a vibração da ferramenta pode ter 

um efeito na performance de furação, porque o aumento na vibração durante a 

entrada pode causar pobre acuracidade local do furo e formação de rebarbas, 

que são problemas superficiais na cabeça do furo. 

De acordo com Olsson et al. (2002), na usinagem, o porta-ferramentas e a 

ferramenta estão sujeitos à excitação dinâmica devido a deformações do 

material de trabalho na operação de corte. O processo de formação do cavaco 

normalmente induz vibrações no sistema máquina-ferramenta, já que a energia 

deste processo excita os modos mecânicos do sistema máquina-ferramenta. O 

movimento dinâmico relativo entre a ferramenta de corte e a peça afetará no 

acabamento da superfície. Além disso, a quantidade de vibração está 

relacionada com a vida da ferramenta. 

Abouelatta e Mádl (2001) mencionam Beauchamp (1996) e colaboradores que 

coletaram e analisaram dados de vibração e concluíram que as forças 

dinâmicas, relacionadas com a variação da espessura do cavaco agindo na


ferramenta é relacionada com a amplitude de vibração da ferramenta na 

ressonância e variação da freqüência natural da ferramenta na usinagem. 

Além disto, experimentos realizados por Mer e Diniz (1994), também citados 

por Abouelatta e Mádl (2001), mostraram que a vibração da ferramenta pode 

ser um bom caminho para o monitoramento on-line do aumento da rugosidade 

da superfície acabada e, portanto, este pode ser usado para estabelecer o fim 

de vida da ferramenta. 

2.2.2- Avaliação da estabilidade dinâmica 

Para a avaliação da usinagem por meio da estabilidade dinâmica é utilizado um 

módulo do programa computacional desenvolvido por Saturnino (2004) 

denominado ODS. Este programa ambientado no Matlab ® possui como entrada 

uma representação do conjunto formado pela mesa, peça e ferramenta. 

Pois segundo Richardson (1997), citado por Saturnino (2004), os modos de 

vibração e os ODS (Operating Deflection Shapes ou Operational Deflection 

Shapes) estão relacionados entre si. Do ponto de vista analítico, os modos de 

vibração são as soluções da equação de movimento da vibração não-forçada 

de uma estrutura ou componente. São, portanto, características inatas do 

objeto de estudo. Dependem apenas da geometria, propriedades de materiais 

e condições de contorno de deslocamento (e rotação) (Saturnino, 2004). 

O ODS, por sua vez, está relacionado à solução da equação de equilíbrio para 

a vibração forçada. Depende, portanto, não apenas das características do 

objeto de estudo, como também da natureza das forças aplicadas sobre ele. 

De forma geral, o ODS representa as deformações de uma estrutura ou 

componente, quando submetido(a) a uma vibração forçada (Saturnino, 2004). 

Muitas das aplicações de ODS podem ser divididas em três categorias: 

visualização das deformações de um equipamento em operação; detecção de 

dano em estruturas e obtenção de parâmetros modais sem a necessidade de 

realizar uma análise modal experimental (Saturnino, 2004). 

Os dados vibracionais coletados experimentalmente são representados muitas 

vezes na forma de gráficos no domínio do tempo ou da freqüência. Esta 

representação, no entanto, não possibilita uma visualização adequada das 

relações entre diferentes pontos de medição. A utilização de animações para


uma melhor visualização dos dados é uma das aplicações mais freqüentes de 

ODS (Saturnino, 2004). 

Segundo Pai e Young (2001) citados por Saturnino (2004), o monitoramento de 

danos em estruturas através de suas respostas dinâmicas vem se tornando 

uma abordagem factível nos últimos anos. Uma fissura em uma determinada 

estrutura introduz flexibilidades localizadas, que alteram o comportamento 

dinâmico de todo o conjunto. No entanto, para que estas mudanças sejam 

visualizadas, é necessário excitar a estrutura em altas freqüências. Para que os 

modos de altas freqüências sejam adequadamente detectados, necessita-se de 

uma resolução espacial razoável e de uma boa precisão dos resultados 

(Saturnino, 2004). 

Conforme Parloo et al. (2002) citados por Saturnino (2004), a única forma 

possível de se obter um modelo modal de certas estruturas é através da 

análise modal em operação. A vantagem de coletar as respostas vibracionais 

no próprio ambiente operacional é que, muitas vezes, os testes laboratoriais 

diferem significativamente das condições normais de operação. Por outro lado, 

não se conhecem as forças que excitam uma determinada estrutura durante a 

sua operação. Portanto, nem todos os parâmetros modais podem ser 

estimados, o que leva a modos de vibração fora de escala (Saturnino, 2004). 

2.2.3- Avaliação por meio dos métodos de elementos finitos (MEF) 

Em geral, problemas de engenharia são modelos matemáticos de situações 

físicas. E tais modelos matemáticos são equações diferenciais com um 

conjunto de condições iniciais e de contorno que caracterizam e diferenciam 

cada situação, mostrando assim fidelidade com a realidade. 

As equações diferenciais são originadas pela aplicação de leis fundamentais e 

princípios da natureza para um sistema ou volume de controle. Os domínios 

das equações implementados representam: balanço de massa, força ou 

energia (Moaveni, 1999). 

Em muitas situações um modelo adequado é obtido usando um número finito 

de componentes bem definidos, de forma que o problema é denominado como 

discreto. Em outras a subdivisão é continuada indefinidamente e o problema 

pode ser compreendido, somente, usando-se do pensamento matemático do


infinitesimal. Isto produz, como mencionado anteriormente, as equações 

diferenciais ou uma teoria equivalente no qual implica num número infinito de 

elementos, onde este sistema é dito como continuum (Zienkiewicz e Taylor, 

1994). 

A metodologia de elementos finitos para a análise de tensões, tipicamente, 

envolve alguns passos a serem seguidos (Cook et al., 1989): 

A estrutura ou continuum é dividido por meio de elementos finitos; 

Formular as propriedades de cada elemento, isto significa possibilitar 

a determinação das cargas nodais associadas com os elementos 

considerando os estados de deformação permitidos; 

Montagem do equacionamento matricial para a obtenção do modelo 

de elementos finitos para a estrutura; 

Aplicação das cargas conhecidas: forças nodais e/ou momentos; 

Especificar como a estrutura é suportada (condições iniciais e de 

contorno); 

Solucionar, simultaneamente, todas as equações pertinentes de 

álgebra linear para se determinar os d.o.f. nodais, onde neste caso é 

encontrar os deslocamentos nodais; 

Cálculo dos elementos deformados dos d.o.f. nodais e a interpolação 

do campo de deslocamentos. Assim, finalmente, é possível a 

determinação das tenções a partir destas deformações. 

2.2.3.1- Características gerais do MEF aplicados aos sólidos 

tridimensionais 

O estudo aqui proposto é apresentado segundo os passos enunciados 

anteriormente. Desta forma, num primeiro momento são observadas todas as 

peculiaridades da simulação objetivada no presente trabalho. 

O modelo ou contínuo é subdividido em um número equivalente de elementos 

finitos. Os elementos possuem nós que podem ser internos ou externos, isto é, 

pertencem ao interior do elemento ou estão localizados nas arestas do mesmo, 

como o caso aqui estudado. Assume-se que estes elementos são interligados


entre si por meio dos nós localizados nos contornos dos mesmos e os 

deslocamentos destes nós são as incógnitas do problema (Sánchez, 2001). 

Para que o objetivo do método seja alcançado em sua plenitude deve-se 

considerar um conjunto de elementos finitos que representam um continuum 

elástico de maneira isenta, ou seja, cada elemento quando montado se 

comporta de forma a representar o sistema como um todo. Assim, têm-se as 

seguintes hipóteses (Zienkiewicz e Taylor, 1994): 

I. O continuum, separado por linhas imaginárias ou superfícies, possui um 

número limitado de elementos finitos. 

II. Os elementos são assumidos interconectados por um número discreto de 

pontos nodais situados em suas bordas. O deslocamento, destes pontos 

nodais, é basicamente parâmetro desconhecido do problema. 

III. Um conjunto de funções é escolhido para definir, singularmente, o estado 

de deslocamento no interior de cada elemento finito em termos do 

deslocamento nodal. 

IV. As funções de deslocamento agora também definem, singularmente, em 

termos do deslocamento nodal o estado de deformações no interior dos 

elementos. Este estado em conjunto com uma deformação inicial e as 

propriedades do material definiram o estado de tensão por todas as partes 

dos elementos e suas bordas. 

V. Um sistema de forças concentradas nos nós equilibra as tensões das 

bordas e alguma carga distribuída é determinada, possuindo uma relação 

com a rigidez do sistema. 

Como as hipóteses aqui levantadas são dificilmente asseguradas em sua 

totalidade, ou seja, todas as condições não são plenamente respeitadas é fato 

que a solução encontrada é uma aproximação e nunca uma solução exata, 

pois os erros são inerentes ao processo. 

De acordo com a primeira hipótese sabe-se que o MEF é um tipo de método 

que se baseia na discretização de uma certa geometria complexa em 

pequenos e simples elementos, onde toda a formulação matemática é aplicada 

nos mesmos. Assim, de forma a facilitar os cálculos faz-se necessário uma 

representação local do sistema de coordenadas para cada elemento.


Logo, é definido um referencial para cada sistema de coordenada. Azevedo 

(2003) afirma que o referencial geral é aquele usado para expressar às 

coordenadas dos nós e posteriormente são utilizados para definir a posição do 

conjunto estudado. 

Enquanto o referencial local é definido pelas partes construtivas dos elementos 

que particularmente são estudados; tal como para uma barra, o referencial 

local é constituído pelos eixos principais centrais de inércia da seção 

transversal e pelo eixo principal da barra. Assim, a localização dos nós também 

é definida. 

Um desenho esquemático mostrado na Fig. 2.19 é utilizado para demonstrar os 

referenciais em uma barra definida pelos nós i e j. 

Figura 2.19 - Barra ij, (g) referencial geral e (l) referencial local (Azevedo, 2003). 

Após; são definidos os graus de liberdade, onde estes determinam o 

comportamento dos elementos de forma que os mesmos atuam em 

conformidade com o sistema estudado, ou seja; dado uma certa condição ao 

conjunto, como uma força aplicada, cada elemento deve se comportar de 

maneira tal que o sistema reaja como se fosse um continuum, sem a presença 

de distorções não previstas ao seu comportamento. 

Generalizando, num ponto do espaço pertencente a um corpo sujeito a 

deslocamentos e deformações são considerados seis graus de liberdade, onde 

são três de deslocamento e três de rotação, como é mostrado na Fig. 2.20. 

Designa-se por deslocamentos generalizados o agrupamento destes três 

deslocamentos e destas três rotações num só vetor com seis componentes 

(Azevedo, 2003). Na Eq. (2.3) se expressa o vetor de deslocamentos.


⎡a1 

⎤ ⎡a1 

⎤ 

⎢ ⎥ ⎢ ⎥ 

⎢ 

a2 

⎥ ⎢ 

a2 

⎥ 

⎢a 

⎥ ⎢ ⎥ 

3 a3 

a = ⎢ ⎥ = ⎢ ⎥ 

⎢a4 

⎥ ⎢θ1 

⎥ 

⎢a 

⎥ ⎢ ⎥ 

5 θ 2 

⎢ ⎥ ⎢ ⎥ 

⎢⎣ 

a6 

⎥⎦ 

⎢⎣ 

θ 3 ⎥⎦ 

Figura 2.20 - Desenho esquemático dos deslocamentos generalizados no espaço (Azevedo, 

2003). 

(2.3) 

Em equivalência com os deslocamentos generalizados, são consideradas seis 

forças generalizadas, ou seja, três forças e três momentos. Em suma, tem-se 

em cada nó, no espaço, considerados seis graus de liberdade em 

correspondência com os seis deslocamentos generalizados (Azevedo, 2003). 

Entretanto, o conjunto é discretizado para um tipo de elemento no qual ocorrem 

apenas três graus de liberdade, sendo estes de translação. Além disto, o 

elemento é descrito por meio de coordenadas de volume que possui uma 

relação com as coordenadas cartesianas como indicado na Eq. (2.4). Assim 

pode-se concluir que as coordenadas cartesianas formam o denominado 

referencial geral, enquanto as coordenadas de volume geram o referencial 

local. 

⎧x 

⎫ ⎡x1 

x2 

x3 

x4 

⎤ ⎧ξ1 

⎫ 

⎪ ⎪ ⎢ 

⎥ ⎪ ⎪ 

⎪y 

⎪ ⎢ 

y1 

y2 

y3 

y4 

⎥ ⎪ξ 

2 ⎪ 

⎨ ⎬ = 

⎨ ⎬ 

⎪z 

⎪ 

⎢ z 

⎥ 

1 z2 

z3 

z4 

⎪ξ 

3 ⎪ 

⎪ ⎪ 

⎢ 

⎥ 

⎩1⎭ 

⎣ 1 1 1 1 ⎦ 

⎪ 

⎩ξ 

⎪ 

4 ⎭ 

(2.4)


Funções de interpolação 

De forma geral, até aqui foram concretizadas as duas primeiras hipóteses 

levantadas por Zienkiewicz e Taylor (1994), sendo que a terceira é alcançada 

em conformidade com a afirmativa indicada por Sánchez (2001), onde as 

funções de interpolação ou deslocamentos são associadas com o tipo de 

elemento escolhido para representar o contínuo. 

As funções assumidas representam aproximadamente a distribuição exata ou 

real dos deslocamentos. Geralmente, a forma adotada para as funções de 

interpolação é a polinomial, devido à simplicidade de manipulação matemática 

(Sánchez, 2001). 

Assim, é necessária apenas a definição de mais dois fatores inter-relacionados 

que influenciam as funções de interpolação, sendo o grau da função e o tipo 

das variáveis de campo que descrevem o modelo. Normalmente o último fator 

é descrito pelos deslocamentos nos nós ou suas derivadas. Além disto o 

modelo ainda deve satisfazer certos requisitos que garantam que o resultado 

numérico se aproxime da solução correta (Sánchez, 2001). 

Azevedo (2003) atenta que as funções de interpolação são também 

designadas como funções de forma (N), estas são definidas para interpolar os 

valores nodais para qualquer lugar do elemento e são definidas com as 

seguintes características: 

• Cada função deve possuir valor unitário no nó que a mesma representa; 

• Cada função deve anular-se nos outros nós. 

Além disto, Azevedo (2003) mostra que as funções de interpolação devem 

respeitar a seguinte propriedade expressa na Eq. (2.5), onde o somatório das 

funções de interpolação para cada nó (i) deve ser igual à unidade. 

n 

∑ 

i= 

1 

N 

( ) = 1 

i x 

(2.5) 

Pois considerando um campo de deslocamentos qualquer como indicado na 

Eq. (2.6) e supondo que todos os nós possuem o mesmo deslocamento, Eq. 

(2.7), pretende-se que a função interpolada u(x) seja constante em todos os 

pontos do elemento finito como expresso na Eq. (2.8) (Azevedo, 2003).


( x) 

= N1 

( x) 

a1 

+ N 2 ( x) 

a2 

+ ... N i ( x) 

ai 

u + 

a = a = ... = ai 

= C 

1 

2 

u ( x) 

= C 

(2.6) 

(2.7) 

(2.8) 

Logo se constitui a Eq. (2.9) da substituição das Eqs. (2.7) e (2.8) na Eq. (2.6), 

onde se tem a confirmação matemática da propriedade indicada na Eq. (2.5). 

( x) 

C + N ( x) 

C + + N ( x) 

C → N ( x) 

+ N ( x) 

+ ... + N ( ) = 1 

C N1 

2 ... i 

1 

2 

i 

= x 

(2.9) 

Depois de definidas as características e propriedades das funções de forma é 

possível determinar as funções de interpolação e por inspeção identifica-se os 

termos da mesma para o elemento mais apropriado ao estudo proposto. 

Considerando agora as duas últimas hipóteses indicadas por Zienkiewicz e 

Taylor (1994) é possível a solução nodal do modelo. Para isto Sánchez (2001) 

propõe três passos básicos para a obtenção do resultado numérico das 

equações diferenciais. 

O primeiro passo é a obtenção da matriz de rigidez elementar. Onde a matriz 

de rigidez é constituída pelos coeficientes das equações de equilíbrio derivadas 

das propriedades geométricas e do material de um elemento. 

Quadratura de Gauss 

Muitas das integrais que são calculadas no âmbito da aplicação do Método dos 

Elementos Finitos (MEF) não são triviais ou a primitiva da função integranda 

não existe explicitamente ou ainda é demasiadamente complicada para 

viabilizar a sua utilização prática. Por este motivo é essencial recorrer a 

técnicas de integração numérica, que também recebem a designação de 

quadratura. Para o MEF a técnica da quadratura de Gauss é bastante utilizada 

(Azevedo, 2003).


Dada uma integração com limites arbitrários, esta pode ser transformada de 

modo que os limites sejam conhecidos e iguais a +1 e –1, com a mudança do 

integrando como pode ser observado na Eq. (2.10) (Cook et al., 1989). 

I = 

∫ 

x2 

x1 

f dx → f 

= 

f 

+ 1 

( x) 

torna − se I = φ dξ 

→ φ = φ( 

ξ ) 

∫ 

−1 

(2.10) 

A função a ser integrada pode ser unidimensional, bidimensional ou 

tridimensional, onde o integrando incorpora a transformação do Jacobiano. 

Quando a função a ser integrada é um polinômio o resultado da aplicação 

desta metodologia é exato. Assim a integração é obtida pelo somatório de cada 

ξi para se obter a ordenada φi, correspondente, que é multiplicado por um fator 

peso apropriado (Cook et al., 1989). 

Desta forma, a integração depende do número de nós do elemento, ou seja, 

quanto maior o número de nós mais precisa será a integração. Onde o número 

n de pontos, a serem usados, calcula a integral exata de um polinômio de grau 

até 2n - 1 (Cook et al., 1989). 

Quando aplicado à quadratura de Gauss ocorre à existência de pontos 

denominados super convergentes de tensão, onde o grau de exatidão 

conseguido no cálculo de tensão é o mesmo para os deslocamentos. Esta 

superconvergência está localizada nos pontos de integração uma ordem abaixo 

a aquela necessária para a integração completa, como indicada no parágrafo 

anterior (Cook et al., 1989). 

Este fato é possível devido aos modos que permitem deslocamentos 

excessivos produzindo deformação nula. As tensões nestes pontos podem ser 

interpoladas ou extrapoladas para outros pontos do elemento, onde o resultado 

obtido é mais exato do que aquele conseguido pela aplicação direta das 

equações (Cook et al., 1989). 

Montagem do conjunto de elementos finitos 

Uma vez determinado a matriz de rigidez e o vetor de carregamento do 

elemento, ou seja, depois de determinado todo o conteúdo de cada elemento 

deve ser feito uma transformação linear de coordenadas para o sistema global, 

pois é objetivada a solução para o conjunto e não para as partes.


Isto inclui a montagem da matriz de rigidez global para todo o modelo a partir 

das matrizes de rigidez de cada elemento e do vetor força global a partir dos 

vetores de força elementar. A base para um método de montagem é a 

exigência da interconexão nodal. Os deslocamentos em um nó devem ser os 

mesmos para todos os elementos adjacentes (Sánchez, 2001). 

Azevedo (2003) mostra de forma clara no capítulo referente à montagem de 

elementos finitos como se processam as matrizes de rigidez e os vetores de 

carregamento. A técnica usada é bastante simples, entretanto para um número 

grande de elementos esta é impossível de ser mostrada devido ao tamanho 

das matrizes. Assim no presente texto é desnecessária a explanação detalhada 

deste procedimento visto que o número de elementos é bastante elevado. 

Determinação dos deslocamentos, tensões e deformações do sistema 

A solução da Eq. (2.11) torna-se possível depois de montado a matriz de 

rigidez [K] e o vetor de carregamento {F} global, que é a expressão matemática 

da Lei de Hooke em relação aos deslocamentos nodais, nos graus de liberdade 

da estrutura, no referencial geral. Assim, depois de acrescentar as condições 

de apoio é possível resolver o sistema de equações lineares que daí resulta em 

obter os deslocamentos segundo todos os graus de liberdade da estrutura 

(Azevedo, 2003). 

{ F } = [ K]{ 

a} 

(2.11) 

Em problemas lineares, a solução para os deslocamentos desconhecidos é 

uma aplicação relativamente direta das técnicas de álgebra linear. Entretanto, 

para problemas não-lineares, as soluções desejadas são obtidas por uma 

seqüência de passos, cada qual envolvendo a modificação da matriz de rigidez 

e/ou do vetor força (Sánchez, 2001). 

Em certos casos, como a deformação de corpos elásticos, os deslocamentos 

nodais são as variáveis em estudo para a solução (Sánchez, 2001). Entretanto 

no âmbito da engenharia; o método dos elementos finitos ou problema 

continuum tem como objetivo a determinação do estado de tensão e de 

deformação de um sólido de geometria arbitrária sujeito a ações exteriores 

(Azevedo, 2003).


Inicialmente, no conjunto a ser estudado são conhecidas apenas às condições 

de contorno e iniciais, sendo que as mesmas estão representadas num sistema 

global. Desta forma, é usada uma matriz de transformação para que a 

representação destas condições, também conhecidas como condições de 

apoio, sejam feitas em nível dos elementos, ou seja, no sistema local. 

A indicação de todas as possíveis condições de contorno e iniciais do sistema 

a serem simuladas, além da caracterização dos materiais envolvidos no 

processo, é fato essencial para garantir a possível convergência da análise por 

elementos finitos. Pois o programa computacional deve processar o problema 

de modo fiel ao processo do fenômeno físico e com isso a obtenção da solução 

será o mais próxima da realidade. 

Para determinar as deformações presentes dentro de um elemento tem-se um 

procedimento parecido com a obtenção dos deslocamentos, sendo que o 

primeiro passo é transferir os deslocamentos nodais para um ponto qualquer 

interno ao elemento, utilizando as funções de interpolação ou de deslocamento 

e aplicar a teoria da elasticidade como formulado na Eq. (2.12) (Sánchez, 

2001). 

⎧ 

⎪ 

⎪ 

⎪ 

⎪ 

⎪ 

⎫ 

⎪ 

⎪ 

⎪ 

⎪ 

⎪ 

⎪ ⎪ 

⎨ ∂ ∂ ⎬ 

⎪ + ⎪ 

⎪ ∂ ∂ ⎪ 

⎪∂ 

∂ ⎪ 

⎪ + 

∂ ∂ 

⎪ 

⎪ ⎪ 

⎪∂ 

∂ 

+ ⎪ 

⎪⎩ 

∂ ∂ ⎪⎭ 

∂ 

⎧ ⎫ 

⎪ ⎪ 

⎪ ⎪ 

∂ 

∂ 

∂ 

∂ 

∂ 

⎪ ⎪ 

= ⎨ ⎬ = 

u v 

⎪ ⎪ 

⎪ ⎪ y x 

⎪ ⎪ v w 

⎪⎩ 

⎪⎭ 

z y 

w u 

x z 

z 

ε XX 

ε YY 

u 

x 

v 

y 

w 

ε ZZ 

ε 

ε XY 

ε XZ 

ε YZ 

(2.12) 

Entretanto, a formulação utilizada para determinar a matriz de rigidez nodal 

pode ser usada para a determinação da deformação do conjunto por meio das 

funções de interpolação ou mais especificamente utilizando a matriz composta 

das derivadas parciais do campo de variáveis da função de forma, onde o vetor 

de deformação é produzido por meio do uso direto dos deslocamentos nodais.


Também pela teoria da elasticidade a relação tensão-deformação, ou também 

conhecida relação constitutiva é indicada pela Eq. (2.13); sendo esta uma 

variação do equacionamento básico da Lei de Hooke. 

⎧σ 

XX ⎫ 

⎪ 

σ 

⎪ 

⎪ YY ⎪ 

⎪σ 

⎪ ZZ 

σ = ⎨ ⎬ = D 

⎪τ 

XY ⎪ 

⎪τ 

⎪ 

XZ 

⎪ ⎪ 

⎪⎩ 

τ YZ ⎪⎭ 

[ ]{} ε 

(2.13) 

Indicada na Eq. (2.14), a matriz constitutiva [D] é composta pelo módulo de 

elasticidade (E) e coeficiente de Poisson (ν) do material, considerando o 

mesmo isotrópico. 

D = 

E( 

1−ν 

) 

( 1+ 

ν )( 1− 

2ν 

) 

⎡ 

⎢ 

1 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢ 

⎢⎣ 

ν 

ν 

( 1−ν 

) ( 1−ν 

) 

1 

simétrica 

ν 

( 1−ν 

) 

1 

0 

0 

0 

( 1− 

2ν 

) 

2( 

1−ν 

) 

0 

0 

0 

0 

( 1− 

2ν 

) 

2( 

1−ν 

) 

0 

0 

0 

0 

0 

( 1− 

2ν 

) 

⎤ 

( )⎥ ⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥ 

2 1−ν 

⎦ 

(2.14) 

Depois de determinado o vetor de deformação e de tensão tem a etapa 

denominada como pós-processamento que depende somente das 

necessidades da modelagem, ou seja, é possível obter dados como (Sánchez, 

2001): 

• Deslocamentos nodais; 

• Deformações da geometria; 

• Gradientes de tensão de acordo com o critério de resistência escolhido; 

• Gradientes de temperatura; 

• Deslocamentos nodais ao longo do tempo; 

• Freqüências naturais e modos de vibração da estrutura.


2.2.3.2- Análise não-linear 

Na análise linear têm-se algumas hipóteses que muitas vezes não podem ser 

levadas em consideração, pois estas levam a um nível elevado de erro na 

simulação por não conseguir modelar a natureza do caso estudado. 

Sánchez (2001) cita Bathe (1996) que afirma que a não linearidade ocorre por 

várias causas, as quais podem ser agrupadas em três modalidades: 

1. Não linearidade geométrica, ou seja, grandes deslocamentos, 

deformações e rotações que ocorrem no processo; 

2. Não linearidade de material, devido ao caráter inelástico que caracteriza 

as deformações do material; 

3. Caráter não linear das condições de contorno imposto pela interação 

(contato e atrito). 

Na formulação, basicamente, o caráter não-linear produz uma matriz de rigidez 

dependente do deslocamento ou de suas derivadas. Assim a formulação da Lei 

de Hooke se modifica conforme indicado na Eq. (2.15). 

[ K ( x( 

t) 

) ] { x( 

t) 

} = { F( 

t) 

} 

(2.15) 

Desta forma, a seguir são consideras as modalidades referentes ao material e 

as condições de contorno que estão presentes no seguinte trabalho. 

Não linearidade de material 

Neste item, a referência do tutorial Marc (2003) é considerada como base para 

a definição e formulação da não linearidade do material. 

O modelo de material linear elástico é o mais comumente utilizado para 

representar materiais da engenharia. Neste considera-se uma relação linear 

entre a tensão e a deformação, como matematicamente indicado na Lei de 

Hooke. A razão da tensão pela deformação é a conhecida definição do módulo 

de elasticidade ou módulo de Young de um material, onde E (módulo de 

elasticidade) é igual à tensão axial dividida pela deformação axial. Assim, na 

prática percebe-se a tensão proporcional à deformação em um ensaio de


tração uniaxial, entretanto esta hipótese não pode ser levada para outros tipos 

de esforços quando o comportamento do material é relevante. 

Na prática, entretanto, percebe-se que a hipótese da proporção entre a tensão 

e a deformação não pode ser considerada sem perda de confiabilidade quando 

o comportamento do material é bastante relevante. Assim, para a modelagem 

destes materiais têm-se os denominados materiais não-elásticos. Se a tensão 

que o material está submetido é menor que a tensão de escoamento, 

considera-se que o material comporta-se elasticamente e assim a tensão é 

proporcional à deformação. Mas se a tensão for maior que o limite de 

escoamento, o material não exibe o comportamento elástico e a relação 

tensão-deformação torna-se não linear. Na Figura 2.21 tem-se a representação 

da curva tensão-deformação tipicamente uniaxial, onde ambas regiões elástica 

e plástica são indicadas. 

Figura 2.21 - Curva típica da relação tensão-deformação (Marc, 2003). 

Figura 2.22 - Representação esquemática de carregamento e descarregamento em um teste 

uniaxial (Marc, 2003). 

Como ilustrado na Fig. 2.21, dentro da região elástica a relação entre a tensão 

e a deformação é única. Mas, olhando agora a Fig. 2.22, se a tensão no


material é aumentada de zero (ponto zero) para a tensão σ1 (ponto 1) e depois 

descarregada novamente para zero, a deformação no material é também 

aumentada de zero para ε1 e então retorna para zero. A deformação elástica é 

completamente recuperada sobre a liberação de tensão no material. 

Esta situação de carregamento e descarregamento na região plástica é 

diferente do comportamento elástico, como pode ser visto na Fig. 2.22. Se o 

material é submetido a uma tensão acima do escoamento como aquela do 

ponto 2, onde a tensão do material é σ2 e a deformação total é ε2, após a 

liberação da tensão no material a deformação elástica, ε e 2, é completamente 

recuperada. Entretanto, a deformação não-elástica ou plástica, ε p 2, permanece 

no material. Similarmente, se o material é carregado até o ponto três e depois 

descarregado para o estado de tensão zero, a deformação plástica permanece 

no material, embora com um valor diferente ao anterior. Desta forma, pode-se 

concluir que na região não-elástica: 

A deformação plástica é permanente no material mesmo sobre a 

remoção da tensão; 

A quantidade de deformação plástica restante no material é dependente 

do nível de tensão ao qual o mesmo é submetido. 

Relações constitutivas de um material não-linear 

As relações constitutivas descrevem a relação tensão-deformação incremental 

para um material elastoplástico. O comportamento do material é governado 

pela teoria incremental da plasticidade, pelo critério de escoamento de von 

Mises e a regra de escoamento isotrópico (Marc, 2003). 

dσ 

H = p 

dε 

(2.16) 

Considerando que o coeficiente de escoamento pode ser expresso como na 

Eq. (2.16) e a regra de fluxo como na Eq. (2.17). 

p p ⎧dσ 

⎫ 

dε 

= dε 

⎨ ⎬ 

⎩ dσ 

⎭ 

(2.17)


Na Eq. (2.18) tem-se expresso a lei da tensão-deformação considerando a 

forma diferencial, com a deformação plástica interpretada como uma 

deformação inicial (Marc, 2003). Onde C é a matriz de elasticidade definida 

pela Lei de Hooke e é similar a matriz constitutiva indicada na Eq. (2.14). 

p 

p ⎧dσ 

⎫ 

dσ 

= C : dε 

− C : dε 

= C : dε 

− C : dε 

⎨ ⎬ 

⎩dσ 

⎭ 

(2.18) 

Levando-se a Eq. (2.17) e contraindo-se ∂ σ ∂σ 

na Eq. (2.18) tem-se 

produzido o equacionamento indicado na Eq. (2.19). 

⎧∂σ 

⎫ ⎧∂σ 

⎫ ⎧∂σ 

⎫ ⎧∂σ 

⎫ 

⎨ ⎬ : dσ = ⎨ ⎬ : C : dε 

− ⎨ ⎬ : C : ⎨ ⎬dε 

⎩∂σ 

⎭ ⎩∂σ 

⎭ ⎩∂σ 

⎭ ⎩∂σ 

⎭ 

p 

(2.19) 

Olhando-se a formulação anterior e levando-se em consideração a igualdade 

indicada na Eq. (2.20), torna-se possível relacionar o coeficiente de 

escoamento por meio da Eq. (2.16) produzindo a Eq. (2.21). 

∂σ 

d σ = : dσ 

∂σ 

⎧∂σ 

⎫ ⎧∂σ 

⎫ ⎧∂σ 

⎫ 

= ⎨ ⎬ : : − ⎨ ⎬ : : ⎨ ⎬ 

⎩∂σ 

⎭ ⎩∂σ 

⎭ ⎩∂σ 

⎭ 

p 

p 

Hdε C dε 

C dε 

Por rearranjo tem-se expresso a formulação anterior por meio da Eq. (2.22). 

⎧∂σ 

⎫ 

⎨ ⎬ C dε 

⎩∂σ 

dε = 

⎭ 

⎧∂σ 

⎫ ⎧dσ 

⎫ 

H + ⎨ ⎬ C ⎨ ⎬ 

⎩∂σ 

⎭ ⎩dσ 

⎭ 

p 

: : 

: : 

(2.20) 

(2.21) 

(2.22) 

Finalmente substituindo a expressão indicada na Eq. (2.18) na formulação 

acima é possível produzir a Eq. (2.23). Onde L ep é o módulo elastoplástico da 

pequena deformação tangente e é indicado matematicamente na Eq. (2.24) 

(Marc, 2003).


2.2.3.3- Contato 

L ep 

ep 

dσ 

= L : dε 

⎛ ∂σ 

⎞ ⎛ ∂σ 

⎞ 

⎜C 

: ⎟ ⊗ ⎜C 

: ⎟ 

⎝ ∂σ 

⎠ ⎝ ∂σ 

= C − 

⎠ 

⎛ ∂σ 

⎞ ⎛ ∂σ 

⎞ 

H + ⎜ ⎟ : C : ⎜ ⎟ 

⎝ ∂σ 

⎠ ⎝ ∂σ 

⎠ 

(2.23) 

(2.24) 

A simulação de vários problemas físicos requer a habilidade de modelar o 

fenômeno de contato. Entretanto, esta análise é considerada complexa devido 

à exatidão requerida para o movimento múltiplo da geometria dos corpos 

envolvidos, além do movimento devido à interação dos corpos depois de 

ocorrido o contato (Marc, 2003). 

No trabalho em questão são considerados dois corpos deformáveis que estão 

em contato, onde os programas computacionais consideram três aspectos 

básicos para este tipo de corpo (Marc, 2003): 

1. O elemento no qual o corpo é constituído; 

2. Os nós nas superfícies externas que produzem o contato em outro corpo 

ou nele mesmo. Estes nós são tratados como potenciais nós de contato; 

3. As faces na qual descrevem a superfície externa na qual um nó sobre 

outro corpo ou nele mesmo faz o possível contato. Estas faces são 

tratadas como um possível segmento de contato. 

Desta feita, uma vez o elemento discretizado tem-se uma estratégia para a 

detecção de contato. Marc (2003) narra que durante o procedimento 

incremental, cada nó de contato em potencial é checado se está próximo de 

um outro segmento de contato. Uma vez em contato checa-se o movimento 

dos nós para ver se há penetração numa superfície. Durante este processo não 

há exatamente uma superfície de contato, mas sim uma região de tolerância 

que é associada com cada superfície. 

Logo se um nó está dentro de uma região de tolerância de contato, este é 

considerado estar em contato com o segmento. Usualmente, a tolerância é


calculada usando uma relação entre o menor lado ou espessura dos elementos 

que compõe o conjunto. 

Sánchez (2001) indica dois métodos de contato bem estabelecidos na literatura 

e nos programas comerciais de elementos finitos, sendo estes o método de 

multiplicadores de Lagrange e o método de penalização. 

Na execução da análise de contato pelo método de multiplicadores de 

Lagrange tem-se na solução uma minimização do problema de restrição, onde 

a mesma é a da não penetração quando dois corpos estão em contato (Marc, 

2003). 

A técnica do multiplicador de Lagrange é o procedimento mais elegante na 

aplicação de restrições matemáticas em um sistema. Infelizmente, este método 

produz dificuldades numéricas ao procedimento computacional, as suas 

inclusões resultam em uma definição não positiva do sistema matemático. Isto 

impõe operações adicionais para assegurar exatidão e solução estável, 

conseqüentemente produzindo alto custo computacional. Uma outra barreira da 

utilização deste método é a não existência de massa associada com o grau de 

liberdade do multiplicador de Lagrange (Marc, 2003). 

Assim, uma saída razoável é o uso do método de penalização. Efetivamente, o 

procedimento restringe o movimento aplicando uma penalidade para a 

quantidade de penetração que ocorrer. A escolha do valor de penalidade pode 

também ter um efeito prejudicial na estabilidade numérica do procedimento de 

solução global (Marc, 2003). 

Matematicamente, Bathe (1996) formaliza o método de penalização como 

indicado na Eq. (2.25), onde α é uma constante de magnitude relativamente 

grande, α >> max (kii). 

( ) 2 * 

U U 

1 T 

T α 

Π = U KU −U 

R + i − 

2 

2 

i 

(2.25) 

Considerando a condição δΠ = 0 a Eq. (2.25) transforma-se no 

equacionamento visto na Eq. (2.26) e esta pode ser simplificada como na Eq. 

(2.27). Onde ei é um vetor com todos os elementos igual a zero, exceto o 

elemento da posição i que deve ser igual a 1 (Bathe, 1996).


* ( U −U 

) U = 0 

T 

T 

δ U KU − δU 

R + α i i δ i 

T 

* 

( K + α eiei 

) U = R + αU 

i ei 

(2.26) 

(2.27) 

Assim, usando esta técnica, um alto valor é adicionado para o enésimo 

elemento da diagonal de K e uma força correspondente é também adicionada 

de forma que o requerido deslocamento Ui é aproximado para o deslocamento 

do grau de liberdade U * i (Bathe, 1996). 

A implementação de restrições se dá quando um nó de um corpo deformável 

entra em contato com um outro corpo deformável e uma restrição de multiponto 

é automaticamente imposta. Lembrando que as faces externas dos outros 

corpos deformáveis são conhecidas e uma expressão de restrição é formada. 

Para a análise 3D (tetragonal), o número de nós retidos é sete. A equação de 

restrição é tal que o nó contatado deve ser hábil para deslizar sobre o 

segmento de contato, sujeitando para a corrente condição de atrito. Isto produz 

uma não-homogênea e não-linear equação de restrição. Assim, um nó 

contatado é forçado a estar sobre o segmento de contato. Isto pode introduzir 

indesejável mudança de tensão, desde que uma pequena lacuna ou envoltória 

entre o nó e o segmento contatado esteja próxima (Marc, 2003). 

Formulação de contato 

Para formular a condição de contato é necessário anteriormente definir o 

princípio do trabalho virtual que serve de ferramenta para tal equacionamento. 

Considera-se um corpo sujeito a um conjunto de forças de volume e de 

superfície que lhe provocam uma deformação. Com base no seu estado de 

equilíbrio estático, a configuração do corpo é modificada por um conjunto de 

deslocamentos bem pequenos e compatíveis com as condições de contorno, 

que se designam deslocamentos virtuais. 

O princípio dos trabalhos virtuais ou princípio dos deslocamentos virtuais 

estabelece que o trabalho realizado pelas tensões internas na deformação 

virtual do corpo é igual ao trabalho realizado pelas forças externas nos


deslocamentos virtuais dos seus pontos de aplicação. De um modo mais 

simplista é comum afirmar que o trabalho interno de deformação é igual ao 

trabalho externo das forças aplicadas (Azevedo, 2003). 

Assim, por meio do princípio do trabalho virtual, considerando N corpos em 

contato por um certo tempo t pode-se formular o comportamento de contato, 

conforme a Eq. (2.28). Onde as componentes trativas de contato são 

denotadas como 

t f c i e estas agem sobre as áreas 

t Sc, enquanto as 

componentes trativas externamente aplicadas são denotadas como t f s i e agem 

sobre as áreas t Sf (Bathe, 1996). 

N 

t 

t 

{ τ ij δ t eij 

d V } 

t 

N 

⎧ 

⎩ 

t B t 

S t S t 

∑ ∫ 

= ∑⎨∫ δui 

f i d V + ∫ δui 

f i d S⎬ 

+ 

t 

t ∑∫t 

V 

V S f 

L= 

1 L= 

1 L= 

1 

⎫ 

⎭ 

N 

S 

c 

δu 

f 

c t c 

i i 

d 

t 

S 

(2.28) 

Esquematicamente na Fig. 2.23 tem-se a ilustração do caso de dois corpos em 

contato, entretanto o conceito apresentado pode ser diretamente generalizado 

para múltiplos corpos. 

Figura 2.23 - Corpos em contato por um certo tempo t (Bathe, 1996). 

A formulação de contato deve possuir uma habilidade tal que qualquer 

mudança na posição dos nós deve ser sensível para a alteração do 

equacionamento relevante. Ou seja, quando o contato deixar de acontecer 

ocorre à formulação de separação, ou mesmo quando há movimento relativo 

tem-se o modelo de atrito e quando um corpo aproxima bastante de outro deve 

prevalecer à formulação de penetração. 

Depois que um nó entra em contato com uma superfície é possível que este se 

separe em um subseqüente iteração ou incremento. Matematicamente, um nó


pode separar-se quando a força de reação entre o nó e a superfície torna-se 

tensiva ou positiva. Fisicamente, considera-se que um nó pode separar-se 

quando a força tensiva ou a tensão normal exceda a tensão superficial. 

Particularmente em comparação a uma exata definição matemática, pode-se 

entrar com uma força ou tensão nodal. A separação também pode ser baseada 

pela força ou tensão nodal. O uso do método da tensão nodal é recomendado 

para que a influência do tamanho do elemento seja eliminada (Marc, 2003). 

Quando o contato ocorre no método iterativo de penetração uma alternativa 

para o subincremento ou a redução do passo de tempo de incremento é 

produzida. Usando este procedimento, o processo iterativo é feito 

simultaneamente para satisfazer as restrições de contato e o equilíbrio global 

usando o procedimento de Newton-Raphson (Marc, 2003). 

No método de Newton-Rapshon, é realizado um processo iterativo em que a 

posição dos nós é ajustada a cada iteração, partindo de uma configuração 

inicial arbitrada, até a convergência, quando se atinge a configuração final de 

equilíbrio (Freire, 2003). 

É importante destacar uma característica do método Newton-Rapshon; a cada 

iteração é calculada uma nova matriz rigidez. Isto implica em formação e 

triangularização da matriz rigidez e requer um tempo considerável 

computacional para o processo de cálculo da solução. Se o número de 

elementos usados na composição estrutura for elevado, o custo computacional 

no processamento dessas matrizes em cada iteração será alto (Freire, 2003). 

Num processo de iteração convencional o sistema de elementos finitos calcula 

para cada iteração a seguinte expressão indicada na Eq. (2.29), onde K T é a 

transformada (tangente) da matriz de rigidez e Ri-1 são os resíduos baseados 

no deslocamento da iteração anterior (Marc, 2003). 

T 

K δ ui 

= Ri−1 

(2.29) 

Usando o método de penetração iterativo K T se baseia sobre a condição da 

iteração sobre a perspectiva da restrição e atrito. Além disto, após obtida a 

solução para δui, o procedimento de contato é usado para determinar se nova 

penetração irá ocorrer. Se, pelo menos, um nó penetra uma superfície de


contato, um fator escalar é aplicado para a mudança no deslocamento tal que o 

nó que penetrou é movido para fora da superfície de contato. Este 

procedimento pode ser considerado um tipo de linha de investigação. 

Considerando que s é uma fração de δui tal que nenhuma nova penetração 

ocorra, o incremento do deslocamento então torna-se como expresso na Eq. 

(2.30) e o total de deslocamento é formulada na Eq. (2.31) (Marc, 2003). 

∆ i = ∆U 

i−1 

U + sδ 

u 

n n−1 

U = ∆U 

+ ∆ 

U 

i 

i 

(2.30) 

(2.31) 

As tensões, deformações e resíduos são baseados pelas quantidades 

anteriores e a separação é baseada por esses valores. Quando o equilíbrio 

global é alcançado, baseado sobre os critérios do usuário, a solução progride 

para o próximo incremento. Porque o procedimento pode reduzir a mudança 

em deslocamento, isto pode requerer mais iterações para completar um 

incremento. Isto é importante para assegurar que o número máximo permitido 

de iterações para completar um incremento é colocado para um valor 

suficientemente alto (Marc, 2003). 

Modelo de atrito 

Atrito é um fenômeno físico complexo que envolve características da superfície, 

como a rugosidade, temperatura, tensão normal e velocidade relativa. A atual 

representação física e numérica do atrito tem sido continuamente pesquisada. 

O modelo de atrito mais popular é o conhecido como modelo de atrito de 

Coulomb (Marc, 2003). 

O modelo do atrito de Coulomb pode ser caracterizado por duas formulações, 

Eqs. (2.32) e (2.33). Sendo que a primeira indica a formulação de 

escorregamento e a segunda de adesão (Marc, 2003). 

σ < µ σ 

t 

n 

( escorregamento) 

(2.32)


σ = −µ 

σ t 

t 

n 

( adesão) 

Considerando as equações anteriores tem-se (Marc, 2003): 

• σ t é a tensão tangencial; 

• σ n é a tensão normal; 

• µ é o coeficiente de atrito; 

(2.33) 

• t é o vetor tangencial na direção da velocidade relativa de 

escorregamento (νr) 

e pode ser calculado por meio da Eq. (2.34). 

ν r 

t = 

ν 

r 

(2.34) 

Similarmente, o modelo de Coulomb pode também ser expresso em termos da 

força nodal em vez da tensão. Quando o atrito de Coulomb é baseado pelo 

modelo de tensão, os pontos de integração de tensão são primeiramente 

extrapolados para o ponto nodal e então transformado, de modo que uma 

componente diretora é normal à superfície de contato. Dado esta tensão 

normal e a relativa velocidade de escorregamento, a tensão tangencial é então 

avaliada e uma força consistente nodal é calculada. Para um elemento 

contínuo, ambos os modelos de atrito baseados em força ou tensão podem ser 

usados (Marc, 2003). 

Quando a força ou a tensão normal torna-se grande, o modelo de atrito de 

Coulomb pode não se correlacionar bem com a observação experimental. Isto 

é causado pelo fato que o modelo de Coulomb prediz que a tensão cisalhante 

de atrito aumenta para um nível que pode exceder o nível de falha do material. 

As escolhas são entre ter um coeficiente de atrito não-linear, introduzir um 

limite de atrito cisalhante em um modelo bi-linear ou o uso de um outro modelo 

baseado no cisalhamento (Marc, 2003).

CAPÍTULO 3 

MATERIAIS E MÉTODOS 

A seleção de uma apropriada condição de corte, tipo e afiação de ferramenta, 

com adequada preparação da face da peça a ser usinada, são fundamentais 

para alcançar uma boa superfície final e conseqüentemente uma ótima 

usinabilidade (Reis e Abrão, 2005). Para um estudo otimizado, ou seja, de 

forma normalizada e eficiente deve-se seguir a uma seqüência de etapas para 

a usinagem. 

Assim este capítulo é estruturado descrevendo o método utilizado e as etapas 

compreendidas no seu desenvolvimento. De forma mais geral, a metodologia 

utilizada é indicado por meio do fluxograma esquematizado na Fig. 3.1. 

Usinabilidade do processo de furo-rosqueamento 

Testes experimentais 

Caracterização do material 

a ser usinado - AlSiCu 

Teste de dureza Brinell 

Avaliar perfil de dureza 

Teste de micrografia 

Avaliar microconstituintes 

Avaliação do produto final 

Peça roscada 

Avaliação por meio de Calibrador 

Tipo passa não-passa 

Simulação pelo MEF 

Comparação da performance entre o 

produto tradicional e aquele produzido 

pela ferramenta macho-fresa. 

Avaliação da distribuição 

de tensão e deformação 

Preparação dos 

corpos de prova 

Limpeza 

Etapa de desbaste 

Fixação 

Definir o tipo de fixação 

Usinagem das roscas 

Avaliação da vida da ferramenta 

Monitoramento e medição 

Sinal de aceleração 

Acelerômetro 

Avaliação do sinal no domínio da frequênica 

ODS (Operational Deflection Shapes) 

Sinais elétricos 

Potência, Corrente e Tensão 

Parâmetros estatísticos 

Figura 3.1 - Fluxograma das etapas do presente trabalho. 

70

Capítulo 3 - Materiais e métodos 71 

3.1- Processo de caracterização do material da peça usinada 

Para retirada de amostra foram utilizados lingotes da liga de alumínio, Fig. 3.2, 

adquiridos junto a TekSid do Brasil AL Ltda, sob intermediação da então Fiat 

Powertrain Technologies. Os lingotes são do mesmo material utilizado na 

confecção do cabeçote do motor modelo Fire ® . 

Figura 3.2 - Lote de lingotes da liga Al-Si. 

As propriedades mecânicas definem o comportamento de um material quando 

sujeito a esforços de natureza mecânica e correspondem às propriedades que, 

num determinado material, determinam a sua capacidade de transmitir e resistir 

aos esforços que lhe são aplicados, sem romper ou sem que se produzam 

deformações incontroláveis. A determinação das propriedades mecânicas de 

um material é feita por intermédio dos ensaios mecânicos (Chiaverini, 1977). 

Para a preparação de corpos de prova para caracterização foi retirada 

aleatoriamente do conjunto de lingotes de seção retangular nas dimensões: 

550x400x60 mm, fabricada por fundição, como mostrado na Fig. 3.3. Os eixos 

indicados na mesma representam o sentido de corte dos corpos de prova, pois 

é esperado uma variação das características da extremidade para o centro da 

barra devido o processo de fabricação da mesma. 

Figura 3.3 - Barra retangular de Al-Si-Cu.


Em respeito as normas para a confecção dos corpos de prova foi realizado o 

corte da barra em pequenos quadrados de 60x60 mm usando uma máquina de 

corte do tipo serra de fita. O corte dos corpos de prova foi realizado em dois 

locais, indicado na Fig. 3.4. O primeiro, Fig. 3.4a, em relação ao eixo y que 

representa um filete do material do centro da barra. Enquanto o segundo, Fig. 

3.4b, em torno do eixo x, o filete representa o corte da extremidade para o 

centro, o que pode possibilitar uma comparação entre as propriedades 

mecânicas em relação ao desenvolvimento da solidificação no processo de 

fundição. 

Figura 3.4 - Corte dos corpos de prova: a) Sentido de corte em relação à barra retangular; b) 

Face dos corpos de prova no sentido de corte. 

Para uma análise mais confiável o corpo de prova deve apresentar condições 

ideais para a realização dos testes mecânicos, assim realizou-se uma 

seqüência de lixamento respeitando as regras de granulação devido às 

características construtivas e físicas dos corpos de prova da liga, ou seja, 

partindo de uma lixa de número menor, 220, e aumentando sucessivamente 

para 320, 400 e 600; montadas numa politriz mecânica com rotação fixa e 

refrigerada a água. Após esta seqüência foi realizado o lixamento mais apurado 

usando lixa de granulação 1000 com a presença de uma pasta lubrificante de 

diamante, que garante uma superfície mais espelhada e sem imperfeições 

superficiais. 

Após a etapa de lixamento é possível a realização do teste de dureza que é 

essencial para a determinação da usinabilidade. Pois um dos primeiros passos 

para um processo otimizado de usinagem é conhecer o tipo de ferramenta a 

ser utilizada, e para tal consideração deve-se levar em conta o princípio de que 

o material da ferramenta deve ser mais duro que o material a ser usinado.


3.1.1- Ensaio de dureza 

Pelas características da liga Al-Si-Cu fabricada pelo processo de fundição têm- 

se o enquadramento na faixa de dureza do ensaio Brinell, que foi usado na 

determinação da dureza dos corpos de prova. 

O experimento foi realizado utilizando-se uma carga de 62,5 Kp ou de 613 N; 

com uma esfera de diâmetro igual a 2,5 mm. Onde os diâmetros de impressão 

foram colhidos utilizando o durômetro universal de dureza Heckert, que possui 

um visor com as escalas adequadas para a medição. O cálculo da dureza é 

simplificado pelo uso de tabelas, as quais fornecem diretamente a dureza em 

função da carga aplicada e dos diâmetros da esfera penetradora e da 

impressão obtida (Chiaverini, 1977). 

Como é fato que o processo de fundição impõe uma heterogeneidade grande 

nas propriedades mecânicas do material, como já discutido no capítulo 2 e 

indicado por Campos Filho e Davies (1978) além de Chiaverini (1977), foi 

decidido que apenas um resultado médio dos valores colhidos no teste de 

dureza não representaria a realidade para a liga Al-Si-Cu. 

Assim, o mais adequado para a amostra foi a separação dos corpos de prova 

em relação a sua localização, como pode ser notado na Fig. 3.5. O corte foi 

feito em relação aos eixos mostrados na Fig. 3.3. 

Figura 3.5 - Corpos de prova enumerados em relação as coordenadas espaciais.


Além de cortar os corpos de prova seguindo a localização espacial, como 

indicado na Fig. 3.5, fez-se também uma numeração dos mesmos para que 

não houvesse nenhum tipo de confusão da relação da posição com referência 

a um dado corpo de prova. Observa-se na mesma figura que a numeração 

segue uma ordem, sendo que o primeiro corpo de prova é aquele mais abaixo 

na direção y e segue crescente até a outra extremidade com cinco corpos de 

prova, após tem-se os corpos 6, 7 e 8 na direção x; variando do centro para a 

extremidade. 

Para cada corpo de prova houve uma localização específica de pontos 

escolhidos para a medição de dureza, como pode ser percebido em detalhe na 

Fig. 3.6. 

Figura 3.6 - Pontos de medida da dureza em cada corpo de prova. 

Devido a uma variação geométrica da barra de AlSiCu, os corpos de prova não 

possuem a mesma forma. Este fato foi proposital, pois é desejável que o 

estudo seja o mais fiel possível para a realidade do material. 

Desta forma, para cada direção representativa do corpo de prova tem-se uma 

distância de coleta de pontos para medição de dureza. Transpondo os eixos 

indicados na Fig. 3.3 para o corpo de prova visto na Fig. 3.6, tem-se as 

direções locais que serão usadas para identificar os pontos de medida. 

Na direção x foi escolhido dois pontos equidistantes do centro numa distância 

de 10 mm, sendo L1 à esquerda e L2 à direita. Na direção y, mostrado na Fig. 

3.6, também, dois pontos equidistantes do centro numa distância de 15 mm, 

onde C1 a baixo e C2 acima. 

A variação percebida entre as distâncias dos pontos de medição de dureza, se 

deve ao fato restrito da forma dos corpos de prova. Pois é sabido que se a


coleta fosse realizada muito próximo da extremidade dos mesmos, ocorreria 

um falseamento dos resultados provocado pela variação de microestrutura 

devido ao corte imposto ao material para a confecção dos corpos de prova. 

3.1.2- Análise de Micrografia 

Para preparação do material que será analisado pelo ensaio de micrografia 

tem-se ainda uma etapa de polimento com pasta de diamante para melhorar o 

espelhamento do corpo de prova. Posteriormente o mesmo é levado para o 

processo de ataque químico que permite a revelação da microestrutura e os 

constituintes da amostra, possibilitando maior entendimento das suas 

propriedades. 

A composição do reagente utilizada foi escolhida de forma a se adaptar às 

condições do corpo de prova que será analisado. Desta forma, usou-se um 

reativo com a seguinte composição química: HCl = 45 ml; HNO3 = 15 ml; HF = 

15 ml a 48% e H2O = 25 ml. 

Após o processo de ataque químico, realizaram-se análises e fotografias das 

amostras por meio de microscópio ótico Neophot 21 da Carl Zeiss conectada a 

uma micro-câmera de vídeo do tipo Color Câmera CCD, SAC 410NA da 

Samsung que é ligado a um computador por uma placa de aquisição de 

imagem VideoHighway e um software analisador de imagens Quantkov, onde o 

conjunto é mostrado na Fig. 3.7. 

Figura 3.7 - Conjunto de captação da imagem do teste de micrografia.


3.2- Preparação dos corpos de prova a serem usinados 

Partindo para a segunda etapa de preparação do presente estudo são 

apresentados os aparatos criados para a elaboração do corpo de prova de 

usinagem e o sistema de fixação para esta fase. 

Os tipos de defeitos encontrados nas peças de alumínio fundido se mostram 

mais comuns na superfície, de forma que se faz necessário uma usinagem 

inicial para diminuir o aparecimento destes tipos de defeitos, além de 

estabelecer uma planicidade e paralelismo entre as faces, o que permite que 

as duas sejam utilizadas nos ensaios de usinabilidade em Al-Si-Cu no processo 

de rosqueamento de furo-fresamento. 

3.2.1- Processo de desbaste ou faceamento dos corpos de prova 

Pela Figura 3.8, à esquerda, é visto uma variação significativa das dimensões 

do corpo de prova, onde não se tem um único plano em cada face, além das 

irregularidades de apoio que impossibilita uma usinagem segura. 

Figura 3.8 - Peças brutas, com variações dimensionas e heterogeneidades superficiais do 

corpo de prova da liga de alumínio. 

Considerando a hipótese que as heterogeneidades estejam localizadas na 

superfície, com uma prévia usinagem se pode diminuir estes defeitos, mais 

precisamente pelo processo de desbaste, que consiste na retirada de material 

nas faces superior e inferior. 

O faceamento da peça foi realizado por meio de uma fresa do tipo frontal, 

modelo CoroMill 245 e fabricante Sandvik. Esta foi munida de 6 pastilhas de 

metal duro revestido de nitreto de titânio, para faceamento, do fabricante 

Sandvik coromant e especificação R245-12 T3 M-PM 4030, onde foi usado o 

centro de usinagem, fabricado pela ROMI, modelo Discovery 560 e equipado 

por um CNC da Siemens, modelo Sinumerik – 810D.


Após o processo de desbaste a faixa de material restante da barra retangular 

foi mais restrita em relação a inicial, o que ocasionou uma maior 

homogeneidade das características descritas e possibilitará o uso das duas 

faces para os testes de rosqueamento, sendo isento de erros devido às 

irregularidades superficiais. Na Fig. 3.9 pode ser visto a qualidade superficial e 

dimensional após o término do processo descrito anteriormente. 

Figura 3.9 - Corpo de prova após o processo de desbaste. 

3.2.2- Sistema de fixação dos corpos de prova 

O dispositivo de fixação mais usado é aquele por meio de uma morsa, mas 

como as laterais das peças usadas para tal fixação são irregulares e inclinadas, 

implica na impossibilidade do uso deste dispositivo. No centro de usinagem é 

possível a fixação dos materiais na mesa da máquina que é dotada de rasgos, 

onde se pode encaixar parafusos e porcas específicas para fixação. Assim 

optou-se por este dispositivo. 

Para um melhor aproveitamento do corpo de prova na etapa de usinagem, o 

parafuso de fixação estará escondido dentro da peça, ou seja, serão realizados 

dois furos funcionais concêntricos, a fim de liberar a superfície para a 

passagem da ferramenta livremente. 

Terminado o processo de limpeza dos corpos de prova é possível a usinagem 

dos mesmos, onde a peça deve ser fixada na mesa do centro de usinagem 

utilizando parafusos, como indicado na Fig. 3.10. 

Figura 3.10 - Sistema de fixação por parafusos e porcas.


3.3- Ferramental do processo de furação macho-fresa 

Para a realização dos ensaios de usinagem de roscas será utilizado um centro 

de usinagem, fabricado pela ROMI, modelo Discovery 560, com potência de 12 

CV e faixa de rotação de 0 a 7.500 rpm. Como o centro de usinagem não 

possui eixo árvore vazado foi utilizado um mancal específico, indicado na Fig. 

3.11, para a passagem do fluido de corte à ferramenta que é refrigerada por 

meio de canais internos e a fixação é feita por meio de pinça. 

Figura 3.11 - Mandril de re-direcionamento de fluido. 

Produzido pela Fuchs do Brasil, o fluido de corte é à base de óleo mineral, 

solúvel em água, recomendado na concentração de 8% para trabalhar com 

materiais não ferrosos, como o alumínio. A concentração do fluido de corte é 

medida diariamente por meio do refratômetro ótico, fabricado pela Átago. Este 

dispositivo é mostrado, de forma geral, na Fig. 3.12 e tem-se a indicação da 

faixa de medição onde se percebe a concentração do fluido de corte. 

Figura 3.12 - Refratômetro ótico com indicativo da faixa de medição. 

As informações específicas do fluido de corte são indicadas no anexo II. O 

mesmo é aplicado pelo centro da ferramenta por uma bomba montada na 

máquina CNC com potência de 1.5 CV e rotação de 3300 rpm que confere uma 

pressão de 4 Bar, após montado o sistema. 

Como indicado anteriormente, a ferramenta utilizada na operação de usinagem 

é aquela denominada macho-fresa, fabricada em metal duro integral classe


K10 (WC + Co + TiC + TaC) sem revestimento de diâmetro M6, sendo capaz 

de usinar até M7, dotada de ângulo de hélice de 28º, ângulo de ponta de 140º, 

passo de 1 mm, profundidade máxima de 2,5xD e três gumes cortantes, 

especificada com mais detalhe no anexo III. Esta pode ser vista na Fig. 3.13. 

Figura 3.13 - Ferramenta do tipo macho-fresa. 

Uma vez determinado o ferramental da usinagem, os parâmetros de corte 

devem ser definidos para uma usinagem adequada. Ponderando a aplicação 

deste trabalho em ambiente fabril, os parâmetros de corte são definidos de 

forma a obter a maior produtividade possível. Como o centro de usinagem que 

será utilizado na etapa de rosqueamento possui uma rotação máxima 

considerada pequena, esta servirá como limite para definir os parâmetros de 

corte, que serão avaliados com mais detalhe nos pré-testes descritos no 

capítulo 4. Para uma usinagem dita economicamente viável, normalmente, os 

valores mínimos dos parâmetros de corte são definidos em catálogos dos 

fabricantes. 

Em primeiro lugar definiu-se a rotação de trabalho, pois é fato que a dinâmica 

do processo influencia no trabalho. Martinez (2003) estudou, no seu trabalho 

técnico, as freqüências naturais do centro de usinagem por meio de simulação 

em elementos finitos e foi percebido que a primeira freqüência da máquina de 

corte ocorre na rotação de 3000 rpm, sendo que nos seus múltiplos o 

fenômeno também tem grande influencia. Desta forma, optou-se pela rotação 

de 5093 rpm para escapar das freqüências naturais e evitando a imposição de 

outros fenômenos ao processo. 

Esta rotação equivale a uma velocidade de corte de 96 m/min, enquanto o 

avanço de furação foi estabelecido em 0,167 mm/rev.z, onde z é o número de 

dentes que para esta ferramenta é igual a três. O avanço de rosqueamento é 

da ordem de 0,02 mm/rev.z e a profundidade do furo foi de 17,6 mm.


Para a etapa de usinagem da rosca foi escrito um programa na linguagem 

CNC, que indica os comandos necessários para cada etapa do processo de 

furo-rosqueamento. Na fase de fresamento do perfil roscado tem-se uma 

interpolação bastante complicada, entretanto o fornecedor da ferramenta 

macho-fresa disponibiliza um programa padrão, havendo apenas a 

necessidade da informação de alguns parâmetros específicos de usinagem. Os 

códigos do programa CNC são apresentados no anexo IV. 

Por meio do primeiro pré-teste realizado percebe-se a necessidade de alterar o 

sistema de filtragem e bombeamento de fluido. Isto será abordado com mais 

detalhes no próximo capítulo. O sistema de filtragem implementado utiliza telas 

sobrepostas que estão montadas na entrada de recirculação do fluido já 

utilizado para o tanque de recalque, o que garante a pureza do fluido que 

chega a ferramenta. 

O novo sistema de refrigeração é equipado por uma bomba com as seguintes 

especificações: 3,4 CV e rotação de 3500 rpm. Um novo jogo de mangueiras 

que faz a ligação entre a bomba e o mancal foi disponibilizado, pois o nível de 

pressão de trabalho na faixa de 15 Bar está acima do especificado 

originalmente pelo centro de usinagem. 

Entretanto, com novos pré-testes observou-se ainda que os sistemas testados 

não funcionaram. Para a continuidade do processo foi decidido fazer o 

retrofitting do centro de usinagem da ROMI. Com esta mudança a máquina 

passará da rotação de 7500 para 10000 rpm. O novo eixo árvore é vazado com 

mancais de rolamento de material cerâmico, permitindo a passagem do fluido 

de corte pelo seu eixo. Além disso, o novo sistema de filtragem e aplicação de 

fluido pelo centro da ferramenta, em médias pressões, da ordem de 15 Bar, faz 

parte do conjunto. 

Para otimizar ainda mais a estabilidade da ferramenta foi usado um novo cone 

de fixação que funciona por meio de um diafragma que ao ser pressurizado 

pelo próprio fluido trava a ferramenta, este é conhecido por mandril hidráulico 

de fixação, composto de cone ISO BT 40 para fazer a interface com o eixo 

árvore. O conjunto montado: cone, mandril hidráulico de fixação e ferramenta é 

evidenciado na Fig. 3.14.


Figura 3.14 - Conjunto mandril hidráulico de fixação e ferramenta macho-fresa. 

Alterado o sistema de ferramental para o processo de usinagem foi possível 

mais uma etapa de pré-testes. Entretanto, pelos primeiros testes de adequação 

dos parâmetros de usinagem percebeu-se que os mesmos não seriam os mais 

indicados para a usinagem utilizando a ferramenta macho-fresa. Assim foi feita 

uma mudança na rotação de trabalho para 8000 rpm; também respeitando as 

freqüências naturais, pois não houve nenhuma mudança estrutural. 

Desta forma foi alterada a velocidade de corte que agora possui valor igual a 

150,8 m/min; o avanço de corte é de 0,04 mm/rev.z; o avanço de 

rosqueamento é da ordem de 0,05 mm/rev.z e a profundidade do furo foi de 

17,6 mm. Sendo que estes valores foram indicados pelo fornecedor da 

ferramenta em conjunto com experiências da fábrica. 

3.4- Sistema de medição e monitoramento da qualidade da 

peça produzida 

A qualidade da usinagem pode ser medida ou classificada por meio de vários 

parâmetros, sendo o desgaste da ferramenta e a qualidade da peça usinada os 

mais comumente utilizados. Entretanto, nos últimos anos vem crescendo o uso 

de outras formas de avaliação da usinabilidade e de controle do processo como 

um todo. 

Indicado na Figura 3.1, o fluxograma de trabalho distingue duas grandes 

vertentes de medição e/ou monitoramento da usinabilidade do processo de 

rosqueamento usando a ferramenta macho-fresa. Sendo que num primeiro 

instante são considerados parâmetros relativos ao processo, como a vida da 

ferramenta, a estabilidade dinâmica, potência consumida e desgaste da 

ferramenta. A qualidade final da peça é a segunda vertente a ser avaliada, por 

meio de um calibrador passa não-passa e simulação de MEF.


3.4.1- Avaliação da vida da ferramenta macho-fresa 

De forma esquemática a Fig. 3.15 representa a proposta de avaliação da 

usinabilidade pela vida da ferramenta. 

Figura 3.15 - Avaliação da usinabilidade pela vida da ferramenta. 

Para o sistema de avaliação proposto no presente trabalho é considerado o 

nível de desgaste acometido na aresta principal de corte da ponta da broca, 

pois como indicado por Schramm (2001) este é o local onde ocorre o desgaste 

de forma mais severa e influente no trabalho da ferramenta. 

Num primeiro instante, como se visualiza a esquerda da Fig. 3.15 tem-se a 

qualificação do desgaste da ferramenta por meio de um microscópio


ferramenteiro. No capítulo anterior foi citado, pela norma ISO 3685 (1993), que 

o desgaste de flanco máximo, VBBmax igual a 0,6 mm determina o fim de vida 

da broca. Entretanto, para a presente avaliação será considerado fim de vida 

quando o desgaste atingir o limite de 0,1 mm ou por falha catastrófica, onde 

este limite foi escolhido de forma conservadora devido ao alto custo da 

ferramenta e pela qualidade da peça exigida por projeto. 

Para avaliação das superfícies da ferramenta, ou seja, quantificação e 

qualificação do desgaste, foi usado um microscópio ferramenteiro fabricado 

pela OMIS MINI – Optical Measurement System provido de aumento máximo 

de 400 vezes. 

Além da avaliação de forma direta da ferramenta tem-se uma tendência nos 

trabalhos recentes de monitoramento por meio de múltiplos sinais. Esta 

convergência se deve ao fato da facilidade de automação do processo uma vez 

monitorado, como indicado por Jantunen (2002). 

A potência de usinagem será monitorada de forma indireta por meio de 

parâmetros colhidos pelo CNC do centro de usinagem durante a vida útil das 

ferramentas de corte. Para isso, é utilizado o sistema de medição fabricado 

pela Siemens, embarcado originalmente na máquina ferramenta, sendo que o 

emulador usado para uma interface amigável com o usuário é mostrado na Fig. 

3.14, na parte inferior à direita. 

Os parâmetros que traduzem a energia dispensada para a usinagem são a 

corrente, a tensão e a potência do eixo árvore. Sendo estes parâmetros 

fornecidos pelo controlador numérico computadorizado e captados por meio do 

conversor analógico digital do centro de usinagem. 

Estes mensurandos são derivados da corrente do estator do motor da máquina 

ferramenta. De acordo com Leão (2000) este indicador elétrico tem uma 

correspondência direta com o torque e as forças de usinagem. 

A estabilidade dinâmica do processo é avaliada por meio de medição da 

aceleração de vibração do sistema. Para as medições serão instalados 

acelerômetros no corpo de provas, na ferramenta e na mesa do centro de 

usinagem. Os acelerômetros usados são fabricados pela Kistler usando 

material piezo-elétrico com características capacitivas, onde outras 

informações estão indicadas no anexo V.


No monitoramento on line a configuração da instalação dos acelerômetros está 

indicada na parte inferior a esquerda na Fig. 3.15, onde se percebe a presença 

de um sensor na extremidade direita da peça e outros dois que captam a 

vibração da ferramenta. 

Visualizam-se com mais precisão na Fig. 3.16 os acelerômetros próximos da 

ferramenta que estão montados sobre um artifício para a sua melhor fixação, 

ou seja, para que os sensores não influenciem na usinagem. Estes sensores 

são responsáveis por captar a dinâmica do processo na direção axial da 

ferramenta, ou seja, aquela onde a força de avanço atua e na direção de flexão 

da mesma que influência diretamente na qualidade do produto usinado. 

Figura 3.16 - Acelerômetros que serão montados próximos da ferramenta. 

3.4.1.1- Sistema de aquisição 

Os sinais dos sensores serão captados por meio de um sistema de aquisição 

que pode ser notado na Fig. 3.15. O sistema é composto de um condicionador 

de sinal, uma placa de aquisição e um computador. 

O condicionador de sinais tem como finalidade ajustar o sinal para a placa de 

aquisição. Além disso, este dispositivo filtra o sinal dos sensores piezo-elétrico 

capacitivos, podendo também amplifica-lo. Para a configuração do presente 

trabalho o condicionador de sinais fabricado pela Kistler tipo 5304 é 

configurado como um filtro passa-baixa com freqüência de corte em 10 kHz, 

pois o tipo de acelerômetro usado possui a faixa de trabalho até neste limite. 

O condicionador possui ainda quatro canais de entrada e o mesmo número de 

saída, assim para os experimentos onde foram usados mais de quatro 

sensores, teve-se a necessidade da utilização de dois condicionadores de 

sinais, atentando apenas para uma paridade das configurações. Devido ao


nível de vibração apresentado nos testes preliminares, não foi necessário o uso 

de amplificação do sinal. 

Uma vez ajustado o sinal tem-se uma interface que recebe os sinais saídos do 

condicionador e que chegam a placa de aquisição. Tanto a interface quanto à 

placa de aquisição são fabricadas pela National Instruments. 

A placa de aquisição também possui a característica de receber sinais com 

amplitude de ± 10 V que antes de serem convertidos para um sinal digital 

passam por um filtro anti-aliasing. 

O sinal digital é recebido e processado por um computador por meio de um 

programa computacional desenvolvido no Labview ® que realiza a interface 

homem-máquina. Neste programa são ajustados a configuração dos canais de 

entrada, a taxa de aquisição e o número de pontos por aquisição. 

Em concordância com Narayanan (1994) foi utilizada uma taxa de aquisição 

igual a 40 kHz e 10000 pontos por aquisição. Jantunen (2002) afirma que a 

faixa de freqüência usada na medida de dados de vibração para o processo de 

furação é tipicamente em torno de 1 Hz até 10 kHz. Os acelerômetros usados 

também trabalham na faixa mencionada anteriormente. Entretanto no processo 

macho-fresa tem-se uma dinâmica um pouco diferente da furação, assim 

optou-se em utilizar uma super amostragem do sinal para que não seja perdida 

nenhuma informação importante, além de ser respeitado o teorema de Nyquist 

(Figliola e Beasley, 1995). 

Para os dados de potência da máquina ferramenta é necessário uma taxa de 

aquisição de no máximo 1 KHz. A afirmação anterior é confirmada por vários 

autores, como Jantunen (2002), Ertunc e Oysu (2004), Pirtini e Lazoglu (2005) 

entre outros. Entretanto, para a placa de aquisição usada tem-se a restrição de 

que todos os canais devem ser adquiridos na mesma taxa de amostragem. 

Como a dinâmica dos dados de aceleração é maior, tem-se a necessidade de 

adquirir os dados elétricos na mesma taxa de aquisição dos acelerômetros. 

Uma outra particularidade dos sinais elétricos é que os mesmos não possuem 

a necessidade de serem previamente condicionados, ou seja, estes sinais são 

ligados diretamente na placa de aquisição.


3.4.1.2- Processamento de sinal 

Uma outra atribuição do programa Labview ® é a criação de arquivos de dados 

que contem os sinais adquiridos e que possam posteriormente ser avaliados 

por ferramentas matemáticas, pois Jantunen (2002) indica que o sinal 

puramente no domínio do tempo não é muito informativo já que o desgaste 

influencia na freqüência contida no sinal. Em seguida serão utilizadas algumas 

relações estatísticas e numéricas para a conversão e avaliação dos sinais 

monitorados buscando relacionar o parâmetro estudado com o estado da 

ferramenta de corte. 

Parâmetros estatísticos como coeficiente de assimetria (skewness), curtose 

(coeficiente de achatamento), média aritmética, variância, desvio padrão, 

valores máximos e mínimos, amplitude e RMS (raiz quadrática média) serão 

calculados, partindo-se dos sinais brutos adquiridos. 

Os dados de dinâmica da usinagem são representados no domínio da 

freqüência, pois como dito por Jantunen (2002) os sinais de aceleração não 

fornecem informações relevantes no domínio do tempo. Para a análise destes 

sinais é utilizado um módulo do programa computacional desenvolvido por 

Saturnino (2004) que calcula a FFT dos dados de vibração. 

Além disto, para avaliar a dinâmica do conjunto mesa, peça e ferramenta tem- 

se o uso de outra ferramenta desenvolvida por Saturnino (2004) denominada 

ODS, como já descrito no capítulo anterior. Na Fig. 3.17 tem-se um fluxograma 

das etapas de funcionamento do programa ODS que descreve de forma 

didática as entradas e possíveis saídas do mesmo. 

Monitoramento da dinâmica do processo 

Aceleração 

Velocidade 

Deslocamento 

Simulação em ODS 

Teste de usinabilidade 

Representação geométrica 

Desenho em ambiente ODS 

Processamento por MEF 

Elementos de viga 

Caracterização do conjunto a ser estudado 

Propriedade dos materiais 

Módulo de elasticidade 

Coeficiente de Poisson 

Massa específica 

Visualização das deformações Detecção de dano Obtenção de parâmetros modais 

Iniciais 

Contorno 

Condições: 

Figura 3.17 - Fluxograma das etapas de funcionamento e entrada do programa ODS.


Desta forma, neste trabalho o monitoramento de sinais de aceleração será 

submetido por duas integrais no tempo e tem-se o correspondente 

deslocamento que serve como entrada para o programa ODS. 

Além disto, tem-se a representação geométrica do conjunto conforme indica a 

Fig. 3.18, onde esta é representada por meio de elementos de viga que ao ser 

submetida à formulação de elementos finitos, a mesma indica os campos de 

deslocamentos e deformações do conjunto. 

Figura 3.18 - Desenho da geometria do conjunto mesa, peça e ferramenta no ambiente ODS. 

Conforme dito anteriormente, uma vez monitorado e trabalhado o sinal que 

serve de entrada tem-se ainda a necessidade de informar ao sistema as 

propriedades dos materiais envolvidos no processo. 

O primeiro material é aquele presente na mesa do centro de usinagem, que é 

formado por ferro fundido cinzento. O segundo trata-se da liga Al-Si, o próximo 

representa a ferramenta macho-fresa. Sabe-se que a mesma é constituída de 

metal duro, ou seja, uma liga de WC+Co. Para o último material que forma o 

conjunto mandril, que fixa a ferramenta, e o eixo árvore foi considerado o aço. 

Os valores numéricos das propriedades necessárias dos materiais do conjunto 

a ser simulado são indicados na Tab. 3.1. Os valores referentes ao ferro 

fundido cinzento e o aço foram retirados da biblioteca presente no programa 

ODS, a liga AlSiCu da norma Fiat 53232 (1991) e o metal duro optou-se em 

utilizar os dados citados por Livescu et al. (2005) e Acker et al. (2005).


Tabela 3.1 - Propriedades dos materiais presentes na simulação ODS. 

Tipos de materiais 

Ferro fundido 

cinzento 

Módulo de 

elasticidade (Pa) 

Propriedades 

Coeficiente de 

Poisson 

Massa específica 

(Kg/m 3 ) 

6,89x10 10 0,22 6910 

Liga Al-Si-Cu 7,26x10 10 0,34 2740 

Ferramenta de 

metal duro 

6,72x10 11 0,25 16000 

Aço 2,0x10 11 0,29 7850 

Para finalizar a etapa de entrada dos parâmetros são definidas as condições de 

contorno e iniciais para que seja realizado o processamento. Percebe-se na 

Fig. 3.18 quatro linhas na direção z ligadas na metade de cada extremidade da 

mesa que servem como artifício para simular as condições de apoio da mesa, 

onde os nós presentes nestas linhas são todos engastados. Além destes, a 

extremidade mais positiva na direção z da linha que representa a ferramenta 

também é engastada. 

Um outro detalhe que também deve ser ajustado no programa ODS é o 

tamanho máximo dos elementos que discretizam o conjunto a ser simulado. 

Como a maioria das distâncias utilizadas na montagem do desenho da 

estrutura mesa, peça e ferramenta são múltiplas de 15 mm; este nível foi usado 

como limite. 

A análise dinâmica por meio do programa computacional ODS é usada no 

presente trabalho como ferramenta de auxilio de uma das etapas de otimização 

da vida da ferramenta, sendo que este procedimento é mais bem aprofundado 

no tópico a seguir. 

3.4.2- Otimização da vida da ferramenta 

No primeiro teste de avaliação da vida da ferramenta macho-fresa usinou-se 

com os parâmetros de corte indicados na etapa de ferramental do presente 

capítulo. Entretanto como indicado no capítulo 4 observa-se que o número de 

furos usinados pela primeira ferramenta é menor que o esperado para a


utilização da mesma em produção (em torno de 10000 furos); considerando a 

bibliografia, a experiência no ambiente fabril e o balanço econômico indicado 

pela fábrica. 

Para melhorar a performance da ferramenta, a priori, foram focalizados os 

mecanismos de desgaste da ferramenta e como discutido no próximo capítulo 

tem-se uma adesão muito forte que gera um aumenta da solicitação da 

ferramenta, podendo gerar o colapso da mesma. 

Assim esperando eliminar a sensibilidade da ferramenta ao mecanismo de 

adesão ou pelo menos diminuir a influência do mesmo, foi proposto à limpeza 

da ferramenta a cada corpo de prova, ou seja, num intervalo de 875 furos. Pois, 

espera-se que a ação da ferramenta seja suave sem a presença de adesão 

que interfere na interface de corte, aumentando a força de corte necessária e a 

flexão da ferramenta. Entretanto, por meio do desenvolvimento da usinagem 

como analisado no capítulo 4 nota-se que o mecanismo de desgaste por 

adesão não é o mais relevante para a quebra da ferramenta neste instante. 

Desta forma, avaliaram-se outros parâmetros do processo e devido à 

sensibilidade da ferramenta a estabilidade do processo percebida na etapa de 

pré-testes estudou-se por meio do ODS a alteração de parâmetros que tem 

influência direta na dinâmica do processo. Num primeiro instante foi estudada a 

variação da rotação da máquina; onde se monitorou a 7333, 8000 e 9333 rpm. 

Em seguida estudou-se o sistema de fixação para a situação de 2, 4 e 6 

parafusos, como visualiza-se na Fig. 3.19. 

Figura 3.19 - Sistemas de fixação com: a) 2, b) 4 e c) 6 parafusos. 

Além do ODS para o estudo do sistema de fixação optou-se em realizar uma 

análise por meio de MEF no qual indica-se os modos de vibração natural de 

cada sistema a ser avaliado. 

Pelos resultados encontrados da otimização da dinâmica do processo, como 

será discutido no capítulo 4, uma terceira ferramenta será avaliada para se


determinar a vida da mesma com o sistema dinâmico otimizado, ou seja, serão 

usados uma rotação de 8000 rpm e fixação da peça com quatro parafusos. 

De forma mais didática a seguir, na Fig. 3.20, tem-se um fluxograma das 

etapas de otimização da vida ferramenta. 

Figura 3.20 - Fluxograma das etapas de otimização da vida ferramenta. 

3.4.3- Avaliação da qualidade da peça 

A avaliação da peça é feita por meio de um padrão geométrico denominado 

calibrador passa não-passa do tipo tampão, que pode ser visualizado na Fig. 

3.21. 

Figura 3.21 - Calibrador passa não-passa do tipo tampão.


O dispositivo é usado para calibrar furos M6 x 1,0 com qualidade de trabalho 

6H, ou seja, o seu lado não-passa corresponde a um limite de 6,0080 ± 

0,00075 mm; enquanto o lado passa novo é igual a 6,0015 ± 0,00075 mm e o 

lado passa usado é de 5,9990 mm. 

Os valores anteriormente mostrados dos limites dos lados do calibrador do tipo 

tampão são calculados a partir das fórmulas citadas por Palma (2005) para 

cálculo de calibrador, em que os parâmetros funcionais das equações são 

tabelados conforme diâmetro nominal (6mm), IT6 e posição H. 

Como o número de furos que se espera usinar é muito grande, o dispositivo de 

calibração será usado somente em alguns intervalos de furos que serão 

definidos nos pré-testes descritos no capítulo 4. 

3.4.3.1- Avaliação por meio do método de elementos finitos (MEF) 

Esta avaliação será usada como um comparativo entre a tecnologia tradicional 

de rosqueamento e a macho-fresa, sendo que o alvo para esta comparação é o 

produto final da usinagem por estes dois procedimentos de rosqueamento. 

Logo, na simulação de elementos finitos é estudada uma situação real de 

trabalho da peça. Será modelada a fase de montagem de um parafuso que é 

apertado por sobre a peça e o objetivo da avaliação é indicar se ocorre algum 

comprometimento na performance da peça usinada pelo processo de furo- 

rosqueamento em comparação com o tradicional, para isto são indicados nos 

resultados os campos de tensão e deformação. 

Considerando a forma da ferramenta tem-se um produto final diferente do 

tradicional, onde a ponta da macho-fresa usina um canal na parte inferior do 

furo que não ocorre no rosqueamento tradicional. Na Fig. 3.22 observa-se a 

diferença do produto final para cada procedimento. 

No primeiro momento do pré-processamento é realizado um desenho 

tridimensional dos dois conjuntos peça-parafuso que vão ser simulados. Para a 

confecção dos desenhos utilizou-se a norma Fiat 10366/50 (2002), sendo que 

esta serviu de padrão para confecção do parafuso e a peça foi conseguida a 

partir do negativo da parte roscada do parafuso, enquanto para a peça da 

tecnologia macho-fresa fez-se as modificações necessárias, conforme indicado 

na Fig. 3.23.


Figura 3.22 - Produto final do rosqueamento tradicional e macho-fresa. 

O desenho digitalizado foi concebido por meio do programa Mechanical 

Desktop ® , sendo exportado para o programa de simulação por meio de uma 

extensão comum aos dois programas. Um exemplo do conjunto digitalizado é 

visualizado na Fig. 3.23. 

Figura 3.23 - Protótipo digitalizado do conjunto a ser simulado: (a) parafuso, onde é imposto o 

carregamento de tração; (b) peça roscada. 

Observando a Figura 3.23 seria mais razoável o estudo em MEF utilizando a 

formulação de sólidos de revolução, pois a mesma simplifica a análise para 

duas dimensões por considerar características de simetria. Entretanto, 

observa-se uma dificuldade muito grande na geração da malha utilizando-se 

elementos axissimétricos para a forma excêntrica imposta pelo conjunto 

roscado, formando elementos defeituosos que impossibilitam a solução. Assim, 

optou-se por uma simulação utilizando-se do corpo como visto na Fig. 3.23. 

Após a entrada do desenho geométrico faz-se a discretização do conjunto. 

Devido às características do modelo a ser simulado, ou seja, modelo 

tridimensional com aspecto rebuscado imposto pela hélice, optou-se pela 

utilização do elemento tetragonal composto de dez nós.


O elemento descrito anteriormente caracteriza-se por ser um isoparamétrico de 

segunda ordem, ou seja, o mesmo possui a mesma quantidade de parâmetros 

para definir a geometria e a aproximação. Assim este tipo de elemento possui 

uma formulação capaz de modelar formas curvas e não retangulares, onde a 

malha pode ser do tipo grosseira ou refinada na modelagem de formas 

quaisquer. 

Na Figura 3.24a tem-se a indicação da forma do elemento tetraédrico, onde 

cada aresta forma uma parábola de modo que quatro nós definem as 

extremidades do elemento e os outros seis nós definem a posição do centro de 

cada aresta. Esta configuração permite uma representação mais exata do 

campo de deformação numa análise elástica. A matriz de rigidez deste 

elemento é integrada usando quatro pontos de integração, como indicado na 

Fig. 3.24b. A integração numérica é realizada pelo método da quadratura de 

Gauss e a face formada pelos nós 1, 2 e 3 define o primeiro plano de 

aproximação destes pontos e o primeiro nó do elemento é a referência da 

aproximação do primeiro ponto (Marc, 2003). 

Figura 3.24 - Elemento tetraédrico: a) forma composta de dez nós; b) plano de integração 

(Marc, 2003). 

Na fase de ajustes da simulação foi usado um tamanho máximo de elemento 

de 8 mm, sendo que este valor é aquele encontrado utilizando o malhador 

automático. Entretanto, para a fase final da simulação refinou-se o modelo para 

um tamanho máximo de 3,5 mm; pois a maior dimensão presente na geometria 

é a da peça que possui um comprimento de 25mm. Desta forma, têm-se na 

pior das hipóteses sete elementos em uma das faces e se este valor for menor 

pode-se ocorrer num tempo de processamento inviável.


Respeitando o limite de tamanho máximo de elementos, o conjunto que 

representa o produto da tecnologia tradicional foi discretizado com 10938 

elementos, enquanto da tecnologia macho-fresa a malha é constituída por 

11627 elementos. Uma representação do conjunto malhado pode ser percebida 

na Fig. 3.25. 

Figura 3.25 - Conjunto parafuso-peça malhado com condições iniciais e de contorno do 

conjunto parafuso-peça. 

Criada a malha é necessário informar para o programa de simulação as 

condições iniciais e de contorno. Deve-se tomar um cuidado na entrada das 

imposições do modelo, pois estas devem refletir o comportamento real das 

verdadeiras condições de trabalho. Assim, olhando-se para o conjunto 

parafuso-peça real e fazendo uma transposição para o ambiente de simulação 

foram adicionados dois tipos de restrição de deslocamento, onde a primeira 

localizada no fundo da peça impede movimento em todas as direções e a outra 

restrição nas paredes da peça restringe os movimentos nas direções 

longitudinais da mesma. 

Em suma, considerando a Fig. 3.25 têm-se as restrições de deslocamento em 

vermelho, onde no fundo da peça restringe-se em todas as direções e na 

parede tem-se restrição de movimento em x e y. A imposição de carregamento 

é feita na cabeça do parafuso, como se percebe em azul na Fig. 3.25. Onde o 

valor refere-se ao torque que o conjunto é submetido na prática ao ser 

montado, sendo este de 9 Nm ± 10% de torque nominal.


Como visto anteriormente, as restrições de deslocamento são impostas 

somente na peça e o carregamento foi colocado no parafuso, assim é simulado 

a condição de aperto do parafuso na peça e para que isto ocorra deve-se 

indicar as regiões e características de contato para o programa. Para a 

presente simulação configurou-se o conjunto como dois corpos de contato, 

ambos deformáveis. O coeficiente de contato utilizado foi de 0,15; seguindo 

recomendação da fábrica que possui instrumentação adequada para medir 

este parâmetro. 

Uma vez definida as condições iniciais e de contorno, pode-se definir os 

materiais que estão vinculados com cada corpo da simulação. Na primeira 

simulação realizada, com a finalidade de condicionar os parâmetros de contato 

e de malha foram considerados elástoplásticos, onde se utilizam apenas dados 

como o módulo de elasticidade, coeficiente de Poisson e densidade. Estes 

valores foram retirados das normas Fiat 53232 (1991) e 10366/50 (2002), 

referentes ao material da liga Al-Si-Cu (peça) e do aço que compõe o parafuso, 

respectivamente. Também, consideram-se materiais isotrópicos. 

Entretanto, a hipótese de utilizar um material perfeitamente elástico traz 

aproximações que podem levar a um nível de erro significativo. Desta forma, 

serão usadas as curvas de tensão-deformação dos materiais que são 

derivadas de um ensaio de tração. 

O ensaio referente ao material do parafuso da montagem do cabeçote do Fire ® 

foi disponibilizado pela empresa fornecedora do produto, conforme anexo VI. 

Os testes foram realizados conforme norma ISO 898/1 com velocidade inferior 

a 25 mm/min, sendo que o corpo de prova é parte de um parafuso sextavado 

M6 com comprimento útil de 25 mm e área de solicitação de 20,12 mm 2 . 

Para a liga de alumínio usou-se a característica de material elastoplásticos, 

pois em testes de tração preliminares para este material percebe-se que esta 

consideração não traz grandes fontes de erro. 

Após definição dos materiais envolvidos na simulação, ajustam-se as 

propriedades relativas aos elementos, onde o tipo de formulação usada, que no 

caso é a denominada formulação padrão, pois não se trata de elementos 

axissimétricos ou Herrmann.


Deste ponto em diante realiza-se adequação dos tipos e características da 

formulação usada na etapa de processamento da simulação, sendo estas 

descritas com mais detalhes no capítulo anterior no tópico de “análises não 

lineares”. A tolerância de contato aqui usada é da ordem de 0,001. 

Para os parâmetros de trabalho usaram-se tolerâncias de divisão e numérica 

num valor de 0,001 e as interações destas duas tolerâncias indicam o nível de 

relaxamento da solução encontrada, ou seja, define-se o máximo erro que 

pode ser cometido. 

Terminado o processo de definição dos tipos de formulações e estratégias de 

solução é possível iniciar a etapa de processamento, onde todas as matrizes 

são calculadas para fornecer a solução numérica desejada. Após este 

processo tem-se a última etapa definida como pós-processamento que fornece 

todos os resultados alcançados de forma mais conveniente e definida pelo 

usuário. Neste projeto, a análise do estado de deformações e de tensões no 

sistema visa avaliar os seguintes tópicos: 

1. A resistência da estrutura, ou seja, a sua capacidade para suportar um 

certo carregamento, sem ocorrer tensões excessivas no material; 

2. A capacidade da estrutura para suportar um determinado carregamento, 

sem sofrer deformações inaceitáveis; 

3. A estabilidade da estrutura, ou seja, sua capacidade para suportar uma 

dada carga, sem sofrer uma brusca mudança em sua configuração, 

devido às deformações. 

Exatamente esses fatores estão sendo levantados na análise, ora em 

desenvolvimento. Os resultados poderão mostrar as regiões de maiores 

deformações e susceptíveis a falhas, conforme esperado no projeto.

CAPÍTULO 4 

RESULTADOS E DISCUSSÕES 

Para elucidar os objetivos propostos no trabalho em questão são expostos os 

resultados obtidos e possíveis discussões e se adota neste capítulo a 

seqüência proposta na metodologia, ou seja, tem-se a investigação do material 

e suas conseqüências, posteriormente são realizados os testes de furo- 

rosqueamento com uma avaliação dos sinais monitorados. Após avaliou-se a 

eficiência da etapa de manufatura, conseqüentemente realizou-se uma 

otimização da mesma. Além disto, estudou-se os reflexos da nova tecnologia 

sobre a peça usinada utilizando a metodologia de elementos finitos. 

4.1- Experimentos de caracterização do material a ser usinado 

Por se tratar de uma liga complexa é sabido que as propriedades mecânicas 

desta, segundo o processo de fundição, possuem uma heterogeneidade 

inerente da própria composição química. Devido a este fato realizou-se uma 

análise de micrografia e um ensaio de dureza, pois o conhecimento das 

mesmas é primordial para uma usinagem otimizada. 

4.1.1- Ensaio de dureza 

Por meio da Tabela 4.1 são mostrados os pontos medidos da dureza Brinell, 

HB, em relação aos pontos indicados na Fig. 3.5 e ao número do corpo de 

prova. Também são indicadas as direções dos corpos de prova em relação ao 

referencial geral da barra de alumínio. 

Como se esperava, houve uma variação dos resultados em relação às 

coordenadas espaciais e um valor médio de dureza não é indicado, assim foi 

confeccionado um perfil de dureza em relação aos eixos espaciais que são 

mostrados nas Figs. 4.1 a 4.4. 

Tabela 4.1 - Determinação de dureza Brinell da liga de alumínio. 

97

Capítulo 4 - Resultados e discussões 98 

Corpo de 

Prova 

Linha Coluna 

L1 L2 C1 C2 

Direção vertical da barra de Al-Si-Cu 

Nº Dureza (HB) 

1 70,2 70,2 67,6 71,7 

2 59,0 59,0 62,4 54,8 

3 45,1 53,8 46,7 47,5 

4 66,2 67,6 64,9 56,8 

5 73,2 68,8 70,2 64,9 

Direção horizontal da barra de Al-Si-Cu 

6 68,8 60,1 56,8 71,7 

7 71,7 73,2 76,3 76,3 

8 71,7 73,2 74,7 86,8 

Na Figura 4.1 visualiza-se o gráfico do perfil de dureza na direção vertical (y), 

dos pontos L1 e L2, onde é notado no meio do tarugo, corpo de prova número 

3, tem-se uma queda do valor da dureza Brinell em relação às extremidades. 

Dureza Brinell (HB) 

75 

70 

65 

60 

55 

50 

45 

40 

35 

Liga de Alumínio - Dureza Brinell 

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 

Pontos de leitura 

Corpo de prova 1 Corpo de prova 2 Corpo de prova 3 Corpo de prova 4 Corpo de prova 5 

Figura 4.1 - Perfil de dureza Brinell, medido na linha média do corpo de prova em relação ao 

eixo y.


A hipótese mais adequada da causa desta variação é aquela indicada no 

capítulo 2 no tópico referente ao processo de fundição. Chiaverini (1977) cita 

que o desenvolvimento da solidificação se dá de forma heterogênea e 

competitiva, ou seja, o centro por ser o último lugar a se solidificar tem-se um 

tamanho de grão maior e com a presença acentuada de vazios em relação às 

extremidades. 

Na direção horizontal (x), os valores da dureza Brinell confirmaram a hipótese 

levantada anteriormente, pois os valores de dureza aumentam do centro para a 

extremidade. O perfil de dureza pode ser notado na Fig. 4.2. 


75 

70 

65 

60 

55 

50 

45 

40 


35 

0 1 2 3 4 5 6 

Pontos de leitura 

Corpo de prova 6 Corpo de prova 7 Corpo de prova 8 

Figura 4.2 - Perfil de dureza Brinell, medido na linha média do corpo de prova em relação ao 

eixo x. 

Considerando os valores absolutos indicados na Fig. 4.1 tem-se um desvio 

padrão de 8,875 que é bem maior do que o desvio padrão encontrado no 

conjunto de valores referentes a Fig. 4.2 que foi de 5,009. Assim pode-se 

concluir que o desenvolvimento da solidificação e/ou a presença de vazios são 

mais decisivos na heterogeneidade dos resultados de dureza encontrados na 

direção vertical. 

Para os pontos extremos C1 e C2, fora da linha neutra, pode-se avaliar como o 

perfil de dureza altera com relação à profundidade da barra de alumínio. Sendo 

que na Fig. 4.3 tem-se o perfil de dureza na direção vertical e na Fig.4.4 

observa-se o perfil na direção horizontal.


Dureza Brinell (HB 

75 

70 

65 

60 

55 

50 

45 

40 


Inferior Superior 

35 

0 1 2 3 4 5 

Nº do corpo de prova 

Figura 4.3 - Perfil de dureza Brinell, medido fora da linha média do corpo de prova em relação 


90 

85 

80 

75 

70 

65 

60 

55 

50 

ao eixo y. 


Inferior Superior 

5 6 7 

Nº do corpo de prova 

Figura 4.4 - Perfil de dureza Brinell, medido fora da linha média do corpo de prova em relação 

ao eixo x. 

Para os pontos indicados pelas Figuras. 4.3 e 4.4, observou-se o mesmo 

comportamento das figuras anteriores, ou seja, na Fig. 4.3 tem-se o menor 

valor de dureza referente ao corpo de prova 3 e na Fig. 4.4 ao corpo de prova 

6. 

Entretanto, era de se esperar uma homogeneidade maior entre os valores de 

dureza colhidos nas posições C1 e C2 de cada corpo de prova, pois estas 

possuem a mesma distância relativa em relação à linha neutra. Mas percebe- 

8


se que as imperfeições locais influenciam de diferentes formas o 

desenvolvimento da solidificação tornando algumas direções preferenciais para 

o avanço da transferência de calor. 

Além disso, conclui-se que também para as posições fora da linha neutra, de 

forma geral, os valores colhidos na direção vertical são menores que aqueles 

medidos na direção horizontal. 

Para a extremidade superior, C2, do corpo de prova de número 8 observou-se 

o maior valor de dureza, o que mais uma vez é confirmado pela teoria da 

solidificação, pois este ponto foi o primeiro local a se solidificar na barra. 

Enquanto na linha de centro, L1, do corpo de prova de número 3, posicionado 

mais ao centro da barra, ocorreu o menor valor de dureza que é justificado pela 

presença de vazios e também por ser o último local a se solidificar, 

apresentando tamanho de grão maior. 

4.1.2- Ensaio de micrografia 

Para justificar a variação do perfil da dureza Brinell foi usado a hipótese do 

desenvolvimento da solidificação, que implica numa variação do tamanho e 

quantidade de contornos de grão, além da presença maior de vazios no centro 

superior da barra da liga de Al-Si-Cu, ou seja, mais próximo à superfície. Assim 

uma avaliação mais apurada da microestrutura se faz necessária e com isso 

uma análise metalográfica, mais especificamente o ensaio de micrografia é de 

suma importância no presente trabalho. 

Com o objetivo de facilitar a compreensão utilizou-se para esta análise apenas 

dois corpos de prova que representam a heterogeneidade da liga Al-Si-Cu. No 

ensaio micrográfico comumente são usadas amostras pequenas, para facilitar 

o espelhamento nas fases de lixamento, polimento e posterior ataque químico. 

Assim cortaram-se dois retângulos de 15x25 mm, sendo um na parte central da 

barra, chamado de corpo de prova C, e outra na extremidade, denominado 

corpo de prova E; onde foi percebida uma diferença significativa da 

microestrutura. 

Na fase de ataque químico, a maneira pela qual o reagente ataca depende do 

propósito do material, isto é, se ele é formado em um constituinte único no qual 

todas as partes do metal são exatamente da mesma composição química, ou


se ele é de natureza complexa, quando existem diversos constituintes, 

diferindo na composição química (Baptísta, 1998). 

Nos casos em que uma liga composta de dois ou mais constituintes estruturais 

estiver sendo atacada, o reagente é escolhido de modo a ser seletivo em seu 

ataque. Isto permite o aparecimento de certos constituintes em relevo e produz, 

quando observados pelo microscópio, o que se pode ser chamado um efeito de 

sombra. As partes não afetadas aparecerão em cores brilhantes, enquanto que 

outras, em planos inferiores, aparecerão escuras (Baptísta, 1998). 

Foi utilizado para coleta das imagens um aumento de 40x, em que são 

representadas nas partes mais escuras, num tom de cinza, a fase com a 

presença do alumínio em solubilidade com os elementos de liga; nas partes 

amareladas, num tom escuro, observa-se à fase do alumínio puro e finalmente 

nas partes mais claras tem-se uma terceira fase de um intermetálico, pois é 

sabido que numa liga complexa ocorre à diminuição da solubilidade do 

alumínio com alguns elementos, por exemplo, o silício. Estas fases são 

indicadas na Fig. 4.5. 

Figura 4.5 - Indicação das fases presentes na liga de alumínio, incluindo a fase de 

intermetálico. 

Na Figura 4.6a mostra-se o corpo de prova da extremidade, onde se percebeu 

uma definição maior das fases e conseqüentemente dos contornos de grão 

além de alguns vazios (em preto), mas de tamanho reduzido. Enquanto na 

figura 4.6b, que representa o corpo de prova do centro da barra, o vazio é 

bastante acentuado, a fase de alumínio solúvel com elementos de liga aparece 

apenas em pequenas faixas nos contornos de grão e ocorre a presença da 

fase de um intermetálico.


Figura 4.6 - Variação dos constintuintes: a) micrografia do corpo de prova E, b) micrografia do 

corpo de prova C. 

Além dos constituintes citados anteriormente na Fig. 4.7 mostra-se a presença 

de outros indícios do desenvolvimento da solidificação e suas particularidades. 

Observando-se a Figura 4.7a, referente ao corpo de prova E, nota-se a 

presença de dendritas que se formam como folhas de árvore, de forma 

competitiva, ou seja, limitada no tamanho uma pelas outras. Na Figura 4.7b, 

corpo de prova C, nota-se a presença de grãos de tamanhos acentuados e a 

terceira fase do intermetálico confundindo com a fase de solubilidade do 

alumínio com os outros elementos da liga. 

Figura 4.7 - Outros constituintes: a) micrografia do corpo de prova E, b) micrografia do corpo de 

prova C. 

Na Figura 4.8 utilizou-se um aumento da imagem de 100x para evidenciar a 

fase de solubilidade do alumínio com os outros elementos da liga que ocorre da 

forma mostrada no corpo de prova da extremidade. A energia gasta e o tempo 

para a formação desta fase é maior, o que impede o seu aparecimento, em 

grande volume, no corpo de prova do centro.


Figura 4.8 - Fase de solubilidade do alumínio e elementos da liga presentes no corpo de prova 

Desta forma, provou-se a hipótese feita na análise de dureza, que o 

desenvolvimento da solidificação alterou a forma dos micro-constituintes da 

estrutura. Isto permitiu uma heterogeneidade, citada por Campos Filho e 

Davies (1978) além de Chiaverini (1977), entre o centro e a extremidade da 

barra da liga de alumínio ocasionando um perfil de dureza com uma alta 

dispersão nos seus valores absolutos. Além disto, foi possível a visualização 

dos micro-constituintes presentes em cada estrutura. 

Como indicada por Jantunen (2002), a heterogeneidade de dureza presente na 

peça, que será usinada, tem como conseqüência uma variabilidade nas forças 

de usinagem, além de alterar a vida da ferramenta. 

4.2- Experimentos de usinagem 

Como a tecnologia de rosqueamento utilizando a ferramenta macho-fresa é 

ainda bastante nova, com pouca experiência relatada em artigos científicos 

e/ou publicações técnicas foi decidido a realização de uma etapa de pré-testes, 

para identificar os parâmetros de corte que vão se adaptar de forma mais 

adequada a todos os aspectos do presente trabalho. Os mesmos devem estar, 

portanto num nível tal que compreenda o aspecto econômico e os limites da 

ferramenta e da máquina. 

E.


4.2.1- Pré-testes 

Uma vez definido os parâmetros de corte, vide metodologia, iniciou-se a 

usinagem dos furos, para identificar se o sistema está pronto para o trabalho 

em si. Entretanto, no terceiro furo houve o colapso da ferramenta que gerou 

algumas indagações das causas da falha, em conformidade com os aspectos 

indicados por Santos (1999), Jantunen (2002) e Schramm (2001): 

o Refrigeração inadequada e sistema de filtragem ineficiente, pois foi 

percebido que havia entupimento de alguns canais de refrigeração da 

ferramenta; 

o Vibração do sistema: foi instalado um mancal no eixo árvore da máquina 

para passagem de fluido de corte através do centro da ferramenta de 

corte. Isto pode estar promovendo a instabilidade do sistema. 

Após a montagem do novo sistema de refrigeração e filtragem foi possível a 

realização de um novo teste. 

Iniciado o processo de rosqueamento foi percebida uma alteração de pressão, 

pelo manômetro montado no sistema de refrigeração, o que sugere uma 

restrição na passagem do fluido. Na usinagem do terceiro furo houve o colapso 

da ferramenta que muito provavelmente foi causado pelo entupimento do canal 

de refrigeração da mesma, que impediria a expulsão normal do cavaco e o mau 

funcionamento da ferramenta. 

Depois do ocorrido, uma nova ferramenta foi montada no sistema e quando o 

fluido foi imposto pela bomba, antes do avanço da ferramenta por sobre a 

peça, houve um entupimento total dos canais de refrigeração interrompendo o 

escoamento. Após o desentupimento da ferramenta e inserção no mancal o 

sistema voltou a funcionar, mas depois de alguns minutos ocorreu novamente o 

entupimento devido a partículas suspensas, como cavacos, no fluido de corte. 

Com os entraves encontrados na preparação inicial da usinagem, a realização 

dos experimentos foi impossibilitada. Um novo sistema de filtragem deve ser 

pensado para que nenhuma partícula capaz de obstruir a passagem do canal 

de refrigeração da ferramenta esteja presente na operação de usinagem. 

O sistema auxiliar, implementado para o funcionamento da ferramenta do 

processo macho-fresa, nas condições exigidas pelo fabricante, como a


utilização de um mancal hidráulico e de filtros para o fluido de corte, inseriu 

fontes de incertezas que comprometem as possíveis conclusões do 

experimento e impossibilita a isenção do processo em estudo. 

Desta forma, o uso do centro de usinagem, fabricado pela ROMI, modelo 

Discovery 560 restringe de forma decisiva a metodologia usada para o estudo 

de usinabilidade dos processos de rosqueamento e questiona a possível 

transferibilidade dos resultados. 

Realizaram-se inúmeros pré-testes acertando o sistema de refrigeração a alta 

pressão, fixação da ferramenta e da peça. O que ficou evidente é que essa 

nova tecnologia, conjugada de furação e rosqueamento, é extremamente 

sensível a qualquer instabilidade do sistema, inclusive intermitência no sistema 

de refrigeração interna sob alta pressão (15 bar). 

Observou-se que a necessidade de se usinar com fluido aplicado pelo centro 

da ferramenta e a máquina operatriz não estar equipada com refrigeração 

passando pelo interior do eixo árvore, forçou à instalação de um mandril que 

ocasionou o comprometimento da estabilidade do sistema, provocando níveis 

de vibração suficientes para a quebra das ferramentas. 

Em suma, deve-se fazer uma tentativa de reduzir as possíveis causas de 

quebra da ferramenta sem que estas soluções prejudiquem outras 

características operacionais. Desta forma, optou-se em realizar um retrofitting 

do centro de usinagem onde a rotação máxima da máquina e a pressão do 

sistema de bomba para a “nova máquina” serão amplificadas e o fluido passará 

pelo centro da ferramenta sem a necessidade do mandril, com isso melhora-se 

também a estabilidade do conjunto. 

Depois de definido todo o ferramental e os parâmetros de corte possibilitou-se 

o inicio de outra etapa de pré-teste; onde se usinou 111 furos visualmente 

perfeitos sem colapso da ferramenta. O que levou a concluir que as 

modificações realizadas permitiram a usinagem de um número maior de furos 

com estabilidade da ferramenta. 

O segundo passo da etapa de pré-teste foi a definição do raio de correção da 

ferramenta. Devido ao diâmetro da ferramenta, esta correção é um valor tal que 

deve ser desconsiderado pelo programa CNC na etapa de translação da 

ferramenta do centro do furo para o início da usinagem do perfil roscado e todo


o movimento helicoidal. Neste caso foi encontrado um valor de 2,28 mm; que 

permite verificar os furos com o dispositivo de calibração com a qualidade 

requerida por projeto. 

Logo foi finalizada a etapa de pré-testes e começada a usinagem em si, mas 

até esse momento não foi realizado nenhum tipo de monitoramento de sinais, 

pois os arquivos de Labview ® ainda não estavam aptos para a confiabilidade 

requerida para o trabalho. Assim, nesta etapa apenas a qualidade dimensional 

dos furos roscados foi avaliada. 

4.2.2- Avaliação da vida da primeira ferramenta e qualidade dos furos 

gerados 

Considerando uma área segura no corpo de prova de alumínio, foram usinados 

875 furos, sendo que usinava-se filas contendo 35 furos em cada uma, com 

distância de um furo para outro de 8 mm entre centros. Uma barra usinada 

pode ser visualizada por meio da Fig. 4.9, e se observam as distâncias entre 

furos. 

Figura 4.9 - Barra roscada sendo calibrada. 

Na Figura 4.9 percebe-se a avaliação da qualidade dimensional por meio do 

calibrador do tipo tampão, onde na primeira barra o intervalo de avaliação foi 

de 35 furos, ou seja, de uma fila para outra. Entretanto percebeu-se que a 

qualidade dos furos não alterava muito com relação ao desenvolvimento da 

usinagem, pois a restrição à entrada do lado passa do calibrador não mudava.


Assim, depois de 210 furos foi decidido aumentar o intervalo de calibração para 

175 furos de forma a melhorar a eficiência do estudo. 

Schramm (2001), indica no seu trabalho que usinou 3000 furos sem que o nível 

de desgaste para o fim de vida da ferramenta fosse alcançado. Entretanto, este 

autor avaliou uma ferramenta M8 que é claramente mais estável que a M6; 

assim foi decidido avaliar as arestas da ferramenta por meio de um microscópio 

ferramenteiro depois de usinados 3478 furos perfeitos. 

Na Figura 4.10 observa-se a vista de cima da ponta da ferramenta, onde se 

têm em evidência as arestas de corte e ponta da ferramenta, o aumento 

utilizado para esta imagem foi de 25 vezes. Uma ferramenta nova pode ser 

percebida por meio da Fig. 4.10a, enquanto a ferramenta usada é indicada na 

Fig. 4.10b, ou seja, após usinar 3478 furos. 

Figura 4.10 - Aresta transversal de corte da ferramenta macho-fresa: a) ferramenta nova, b) 

após usinar 3478 furos. 

Comparando as duas partes da Fig. 4.10, como explicado por Diniz et al. 

(2001), se nota uma adesão muito forte na aresta de corte da ferramenta usada 

que se desenvolve por toda aresta principal. Além disso, tem-se ainda a 

presença de material no início da hélice, ou seja, devido à interação da saída 

do cavaco com forma helicóide da ferramenta tem-se a adesão nesta área o 

que comprova o mecanismo de formação de cavaco citado por Ke et al. (2005). 

Para tentar quantificar o desgaste de flanco encontrado na ferramenta fez-se 

uma limpeza do material aderido às arestas de corte. Nesta limpeza 

evidenciou-se o desgaste do tipo adesão, pois uma das premissas deste


mecanismo é que uma vez transmitido um certo nível de força no material, o 

mesmo deve se desprender facilmente. O desgaste de flanco VBBmáx é indicado 

na Fig. 4.11 que possui um aumento de 100 vezes. O valor encontrado nas 

arestas de corte foi de 0,02 mm que está bem abaixo do limite estabelecido. 

Figura 4.11 - Desgaste de flanco VBBmax encontrado na primeira ferramenta após 3478 furos. 

Chegado ao limite de 5692 furos houve o colapso da ferramenta. Com relação 

à calibração dos furos; no último de número 5691 totalmente usinado, não se 

notou dificuldade na entrada do lado passa do calibrador e o lado não-passa 

também atesta a perfeição da qualidade do furo. A Figura 4.12 aponta a 

qualidade do furo anterior ao colapso, com aumento de 25 vezes. 

Figura 4.12 - Qualidade do canal roscado do furo anterior ao colapso da primeira ferramenta. 

A cunha cortante da ferramenta é mostrada em destaque na Fig. 4.13a. Nesta, 

também, visualiza-se uma adesão muito forte de alumínio nas arestas da


ferramenta e esta é ainda maior que aquela vista na Fig. 4.10b, que detalha a 

adesão da ferramenta depois de usinado 3478 furos. 

Figura 4.13 - Vista de cima da ferramenta: a) arestas de corte e ponta da ferramenta; b) 

desgaste de flanco máximo, após colapso. 

O desgaste de flanco da ferramenta após o colapso é percebido na Fig. 4.13b 

com aumento de 150 vezes. O nível de VBBMax medido foi de 0,02 mm, que foi 

o mesmo número encontrado na usinagem do furo de número 3478. Este fato 

pode se dever a dois motivos: o primeiro é que talvez o microscópio não possui 

a sensibilidade necessária para a medição ou, a mais provável, que a adesão 

esteja impedindo a medida. 

Percebe-se ainda por meio da Fig. 4.13a, que até o canal de saída de fluido 

tem a presença de alumínio aderido. Assim, este mecanismo parece ser 

preponderante no colapso da ferramenta, visto que o desgaste de flanco 

máximo não se alterou no desenvolvimento da usinagem. 

4.2.3- Avaliação da vida da segunda ferramenta e qualidade dos furos 

gerados 

Após a usinagem da primeira barra a ferramenta foi levada para um 

microscópio ótico, onde se avaliou a presença de desgaste e a eficiência do 

processo de limpeza indicado na metodologia. 

A etapa de limpeza era simples, pois o material aderido saia facilmente; 

entretanto não foi possível avaliar o desgaste de flanco, uma vez que este não 

era visível até mesmo para um aumento de 400 vezes.


Com o desenvolvimento da usinagem foi notado que seria impossível eliminar a 

adesão somente com a limpeza da ferramenta, pois a cada nova barra o nível 

de adesão não mudava com relação aquele visto na Fig. 4.13a. 

O colapso da segunda ferramenta deixa claro que a influência da adesão não é 

tão grande como se imaginava, pois o evento aconteceu no vigésimo primeiro 

furo da sétima peça, após uma limpeza da ferramenta. A segunda ferramenta, 

macho-fresa, usinou no total 5253 furos perfeitos, ou seja, com ajuste pelo 

calibrador do tipo tampão passa não-passa. 

Percebe-se na Figura 4.14 que o colapso da segunda ferramenta, como 

ocorreu com a primeira, acontece numa região preferencial indicada por 

Schramm (2001) que é a região de menor diâmetro, onde se tem a transição do 

escareador para o corpo da broca responsável pelo fresamento dos canais 

roscados. 

Figura 4.14 - Detalhe da forma do colapso da segunda ferramenta. 

Além disto, na Fig. 4.14 tem-se à direita o detalhamento da região da quebra 

da ferramenta que remete a um tipo de falha frágil. Considerando que o nível 

de desgaste presente nesta usinagem é baixo, da ordem de 0,02 mm, é 

bastante provável que a causa do colapso da ferramenta não seja por 

fenômenos puramente da usinagem, ou seja, outros acontecimentos 

influenciaram de forma mais proeminente no processo. 

Assim, o monitoramento de sinais é de grande valia para definir outros 

aspectos da usinagem que podem indicar qual o fenômeno possui maior 

sensibilidade à falha da ferramenta e posteriormente poder intervir no processo 

a fim de melhorar a usinabilidade e viabilizá-lo.


4.2.4- Avaliação da vida da ferramenta pelo monitoramento de sinais 

O processo de furo-rosqueamento possui uma dinâmica muito particular como 

aquela indicada nas etapas da Fig. 1.2. Cada furo roscado leva em média três 

segundos para ser usinado, podendo chegar até 1 segundo quando se tem 

máquina-ferramenta mais adequada. Entretanto, a manipulação do 

monitoramento, ou seja, a definição de quando começa ou termina a aquisição 

é feito de forma manual, logo fica impossível determinar o monitoramento de 

um único furo ou até mesmo de uma das fases da usinagem. Desta forma, 

optou-se em adquirir um conjunto de furos, como uma fila que contem 35 furos. 

A interface entre os sinais e a placa de aquisição possui duas configurações 

para os canais de entrada. A primeira é denominada configuração singular, 

onde se tem dezesseis canais de entrada e o terra do sistema é o mesmo para 

todos estes. Enquanto a segunda é conhecida como diferencial. 

Como a primeira configuração é bem mais simples de se implementar e ainda 

não se têm informações reais dos sinais a serem colhidos, optou-se no uso da 

entrada singular. 

4.2.4.1- Monitoramento da primeira ferramenta 

Iniciou-se o monitoramento dos sinais de aceleração e dos parâmetros 

elétricos, após usinados os 3478 furos de qualidade dimensional perfeita 

usando a primeira ferramenta. A avaliação seguiu conforme descrito no 

capítulo 3 e mais especificamente no tópico de avaliação da vida da ferramenta 

macho-fresa e com detalhamento na Fig. 3.14. 

Nesta etapa foi decidido o monitoramento de todos os furos seguindo até o 

número 4178, ou seja, mais um corpo de prova. Entretanto, percebeu-se que 

esta avaliação retarda bastante a operação de usinagem, pois a cada número 

de furos havia uma parada para manipulação de arquivo. Em adição a esta 

desvantagem, tem-se a geração de uma massa muito grande de dados e 

considerando a pequena variação percebida na medida do desgaste máximo 

de flanco entre furos, optou-se em captar apenas algumas filas representativas 

em cada corpo de prova. 

As filas escolhidas para o monitoramento foram a quinta, a décima quinta e a 

vigésima quinta, pois com estes furos é varrida toda a área da barra, ou seja,


tem-se furos das extremidades e centro do corpo de prova, além disso, o 

programa CNC desenvolvido possui uma parada de cinco em cinco filas o que 

auxilia na manipulação dos arquivos. Em adição a isto, optou-se em descrever 

apenas alguns furos de forma a apresentar um panorama fiel de todo o 

processo. 

Em concordância com o descrito anteriormente, foram escolhidos os furos de 

número 3628, 3978, 4328, 4503, 5028 e 5203 para monitoramento da primeira 

ferramenta, sendo que o colapso ocorreu no furo 5692. 

Parâmetros elétricos: Corrente, potência e tensão 

Na Figura 4.15 mostram-se os dados de potência requerida no processo, 

sendo que o sinal foi manipulado por cálculos estatísticos a fim de facilitar a 

visualização como indicado por Jantunen (2002). 

Figura 4.15 - Desenvolvimento da usinagem da primeira ferramenta, em relação à potência do 

eixo árvore normalizada. 

Como visto na Fig. 4.15, decidiu-se na confecção apenas dos gráficos referente 

à potência do eixo árvore, pois é possível que este parâmetro tenha uma


correlação mais direta com o desgaste presente no desenvolvimento da 

usinagem ou com a vida da ferramenta. Enquanto os outros parâmetros 

elétricos de tensão e corrente são apenas indicativos da evolução da usinagem 

e devem ser analisados considerando outros aspectos. 

Os valores numéricos não indicam a potência real consumida na usinagem, 

pois a potência do eixo árvore utilizada é normalizada. Ou seja, como a 

aquisição foi realizada diretamente do controlador numérico do centro de 

usinagem e este emite uma amostra do sinal em tensão variando de zero a 

cinco volts tem-se uma conversão que deve ser feita neste sinal. A cada volt 

amostrado corresponde a uma potência consumida, entretanto este índice não 

foi disponibilizado pela Siemens, fabricante do comando numérico, o que 

forçou a uma análise apenas qualitativa. 

Considerando a Figura 4.15 pode-se concluir que o comportamento da 

usinagem é bem homogêneo para todos os parâmetros estatísticos. Isto se 

deve ao fenômeno indicado nas seções anteriores, onde não foi percebida uma 

alteração no nível de desgaste com relação ao desenvolvimento da usinagem. 

Entretanto, percebe-se uma mudança muito grande no furo 5203, o que indica 

que o monitoramento foi sensível para a percepção do instante anterior ao 

colapso, possibilitando a predição do final da vida da ferramenta, este fato 

também foi percebido por Ertunc e Oysu (2004). 

Sinal de aceleração: FFT referente à primeira ferramenta 

A avaliação dos sinais de aceleração é feita também de forma qualitativa, pois 

para esta análise não foi feito um estudo mais aprofundado das freqüências 

naturais do conjunto formado pela ferramenta, corpo de prova e centro de 

usinagem. 

Nas Figuras 4.16 e 4.17 são apresentados os gráficos da FFT do sinal de 

vibração colhido próximo da ferramenta na direção de flexão, como foi 

mostrado na Fig. 3.16 no capítulo referente à metodologia. 

Por meio da Fig. 4.16 focaliza-se a FFT dos sinais de aceleração para os furos 

3628, 4328 e 5028; onde estes são representados como peça 5, 6 e 7 

respectivamente. Enquanto, na Fig. 4.17 visualiza-se os sinais referentes aos 

furos 3978, 4503 e 5203; sendo também representados da mesma forma.


Figura 4.16 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção de flexão da primeira 

ferramenta. 

Figura 4.17 - FFT do sinal de aceleração da fila quinze medido na direção de flexão da primeira 

ferramenta.


A seguir, da mesma forma são representados nas Figs. 4.18 e 4.19 a FFT dos 

sinais da aceleração, embora que referente à direção axial da ferramenta que 

também é mostrada na Fig. 3.16. 

Figura 4.18 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção axial da primeira 

ferramenta. 

Figura 4.19 - FFT do sinal de aceleração da fila quinze medido na direção axial da primeira 

ferramenta.


Os sinais de aceleração mostrados nas Figs. 4.16 e 4.17, de forma geral, não 

indicam uma boa correlação deste tipo de sinal com a vida da ferramenta. Pois 

é claro que os sinais referentes aos furos mais próximos do colapso deveriam 

possuir; como os autores Ertunc e Oysu (2004), Jantunen (2002) entre outros 

apresentam em seus trabalhos, de forma geral uma amplitude maior e este 

fenômeno não ocorre. 

Fazendo um comparativo entre os sinais da dinâmica das direções de medição 

da ferramenta, percebe-se que na direção de flexão ocorrem sinais de 

amplitudes maiores, indicando que nesta direção a ferramenta está mais 

susceptível a instabilidades dinâmicas. 

Considerando apenas as Figs. 4.16 e 4.18, a amplitude da aceleração, para a 

freqüência em torno de 400 Hz, se desenvolve ou aumenta com a evolução da 

usinagem, entretanto nas outras, Figs. 4.17 e 4.19, o fenômeno se inverte, 

trazendo uma variabilidade que impede a correlação com a vida da ferramenta. 

Um outro fenômeno ocorrido nos sinais de vibração é destacado na Fig. 4.20, 

que é a saturação no sinal do acelerômetro. A fonte desta saturação não é 

muito clara, embora que, de uma forma simplista, este fato remete a uma 

instabilidade do sistema. 

Figura 4.20 - Saturação do sinal de aceleração. 

4.2.4.2- Monitoramento da segunda ferramenta 

Para tentar melhorar o sistema de monitoramento e evitar a saturação dos 

sinais foi mudada a interface entre os sinais e a placa de aquisição para o


sistema denominado diferencial, pois esta configuração utiliza um terra para 

cada canal o que tende a diminuir a influência de ruídos externos. 

Ao contrário da primeira ferramenta, este monitoramento foi iniciado desde o 

primeiro furo até o colapso da ferramenta no furo de número 5253. Como, 

também, houve um banco de dados muito grande optou-se na avaliação de 

apenas alguns furos representativos, sendo estes de número: 153, 503, 853, 

1378, 1728, 1903, 2603, 2778, 3128, 3478, 3653, 4003, 4353, 4528, 5053 e 

5113. 


As mesmas considerações feitas no monitoramento da primeira ferramenta são 

utilizadas para esta nova ferramenta, ou seja, apenas os parâmetros 

estatísticos da potência do eixo árvore são estudados, como pode ser visto na 

Fig. 4.21. 

Figura 4.21 - Desenvolvimento da usinagem da segunda ferramenta, em relação à potência de 

do eixo árvore normalizada.


Para a segunda ferramenta não foi observado o mesmo comportamento da 

ferramenta anterior com relação aos parâmetros estatísticos. Este fato se deve 

em grande parte pela invariabilidade do nível de desgaste da ferramenta até o 

seu colapso, sendo que outras fontes de heterogeneidade podem também 

mascarar os resultados encontrados, como a variação devido ao material a ser 

usinado focada anteriormente. 

Desta forma, a predição do ponto de parada para troca da ferramenta, 

anteriormente ao colapso, não possui a repetibilidade exigida para um 

processo seguro. Embora algumas fontes de incerteza também ajudam a 

dissimular um possível controle, pois é fato que o número de furos usinados 

pelas duas ferramentas são aquém ao esperado e o pequeno desgaste 

percebido anterior a quebra também confirma a presença de outros 

fenômenos. 

Sinal de aceleração: FFT referente à segunda ferramenta 

A seguir, os dados da FFT dos sinais de aceleração são indicados nas 

próximas figuras, sendo que na Fig. 4.22 tem-se a visualização dos 

mensurandos relativos a direção de flexão da ferramenta considerando a quinta 

fila, enquanto a décima quinta fila é indicada na Fig. 4.23. 

Figura 4.22 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção de flexão da segunda 

ferramenta.


Nesta figura 4.22 não foi considerado o furo de número 853, ou seja, a 

segunda peça, pois nesta ocorreu à saturação do acelerômetro. Este fato, já 

indica que mesmo alterando a configuração de coleta de dados houve ainda a 

saturação no sinal que deveria ser mais bem investigado, entretanto este 

estudo foge do escopo do presente trabalho. 

Para os outros furos percebe-se que não houve um aumento significativo da 

amplitude da FFT com o desenvolvimento da usinagem, ao contrário, em 

algumas freqüências os furos precedentes possuem uma amplitude maior. 


segunda ferramenta. 

Os sinais indicados na Fig. 4.23 se comportaram da mesma forma descrita na 

Fig. 4.22, onde as amplitudes são bastante heterogêneas e não evoluem com o 

desenvolvimento da usinagem e mais uma vez ocorreu a saturação do sinal de 

um dos furos, ou seja, não foi considerado o furo de número 1903 referente a 

terceira peça. 

Posteriormente, tem-se o detalhamento dos sinais da direção axial da segunda 

ferramenta, onde a FFT da quinta fila é apresentada na Fig. 4.24 enquanto a 

fila décima quinta na Fig. 4.25. 

Para as Figuras 4.24 e 4.25 não houve uma alteração do fenômeno descrito no 

monitoramento da direção de flexão, em outras palavras, a amplitude da FFT


não mostrou uma boa correlação com o desgaste da ferramenta e a saturação 

dos sinais do acelerômetro voltou a acontecer. No gráfico, referente a quinta 

fila, não foi considerado o furo de número 853, peça 2; enquanto que para a 

décima quinta fila não foi avaliado o furo 1903 ou peça 3. 

Figura 4.24 - FFT do sinal de aceleração da fila cinco medido na direção axial da segunda 

ferramenta. 

Figura 4.25 - FFT do sinal de aceleração da fila quinze medido na direção axial da segunda 

ferramenta.


Ficou nítido que em ambos gráficos descritos anteriormente, Figs. 4.24 e 4.25, 

que a instabilidade do sinal de aceleração ocorre por todo o desenvolvimento 

da usinagem. Como não é objetivo do presente trabalho, a investigação 

criteriosa das causas de saturação, optou-se apenas em avaliar quais pontos 

estariam influenciando no baixo rendimento da ferramenta e esta instabilidade 

está se mostrando a fonte mais proeminente. 

O desgaste da ferramenta ainda está em um nível considerado baixo 

anteriormente a quebra, indicando a influência de outros fatores. Desta forma, 

na próxima seção é feita uma análise de algumas possibilidades que alteram a 

dinâmica do processo de usinagem, proporcionando assim uma estabilidade 

maior ao conjunto. 

4.3- Otimização da vida da ferramenta 

Devido à saturação dos sinais de aceleração ocorridos na usinagem utilizando 

as duas ferramentas e, também, pelo nível de desgaste percebido anterior ao 

colapso foi decidido uma avaliação da estabilidade dinâmica do conjunto 

formado pelo centro de usinagem, ferramenta de corte e corpo de prova de 

alumínio. 

Para esta análise, a forma mais simples de alterar a dinâmica do processo 

seria pelo ajuste da fonte de excitação, ou seja, o nível de rotação de trabalho. 

Logo, por meio de um modelo estudado no ambiente ODS foi avaliado o 

deslocamento máximo do conjunto. 

Assim, na Fig. 4.26 tem-se a representação do máximo deslocamento do 

conjunto excitado por uma rotação de 7333 rpm, enquanto para a rotação de 

8000 rpm é esquematizado na Fig. 4.27 e na Fig. 4.28 tem-se a indicação para 

a excitação de rotação de 9333 rpm. 

O conjunto de estudo é representado nas Figs. 4.26 a 4.31, por meio de 

elementos do tipo viga que são ajustados para modelar os sólidos, onde as 

linhas mais externas são referentes à mesa do centro de usinagem, enquanto o 

retângulo interno simula a peça da liga de alumínio que será usinada. Além 

disto, tem-se representada a ferramenta macho-fresa pela linha mais positiva 

em relação à coordenada z.


Figura 4.26 - Deslocamento máximo para uma excitação de 7333 rpm. 

Figura 4.27 - Deslocamento máximo para uma excitação de 8000 rpm.


Figura 4.28 - Deslocamento máximo para uma excitação de 9333 rpm. 

Considerando as Figuras 4.26 a 4.28 notou-se que para a rotação de 9333 rpm 

tem-se a pior situação do ponto de vista da estabilidade, pois o valor máximo 

encontrado é de 7,3 mm além de ter um campo de deformação visualmente 

desfavorável, vide a peça a direita na Fig. 4.28. 

Os valores encontrados para a deformação podem ser considerados bastante 

elevados, na ordem de milímetros. Este fato não invalida o estudo, mesmo 

sabendo que isto na realidade não ocorre, pois foi feita uma aproximação de 

elementos de viga para modelar sólidos que traz uma alta fonte de incerteza 

para os cálculos e estes devem ser considerados de forma qualitativa, ou seja, 

uma comparação do comportamento do conjunto é confiável e fatível. 

Para os outros dois casos o campo de deformação não é desfavorável quanto 

o anterior, pois os deslocamentos são mais presentes na mesa do centro de 

usinagem. Entretanto, o menor nível de deslocamento da deformação foi 

encontrado na usinagem com rotação de 7333 rpm. 

Porém, a mudança de nível de rotação de 8000 para 7333 rpm iria ocasionar a 

uma perda de produtividade, pois a usinagem seria mais lenta. E de forma mais 

prejudicial o baixo nível de rotação da ferramenta iria provocar uma diferença


muito grande entre a usinagem no ambiente de laboratório e aquela realizada 

no chão de fábrica. Além disto, existem outros trabalhos como citado por 

Schramm (2001) que utiliza níveis de rotação acima de 10000 rpm. 

Desta forma, optou-se em continuar usinando com a rotação de 8000 rpm e 

estudar outras forma de otimização dinâmica. Assim, a avaliação das 

condições de contorno da usinagem é uma saída mais indicada, ou seja, 

estudou-se os tipos de fixação da peça de alumínio em ODS e programas 

comerciais de elementos finitos. 

Pelas Figuras 4.29, 4.30 e 4.31 observam-se os valores de deslocamentos da 

deformação do estudo das condições de contorno, ou seja, encontrada na 

usinagem com 2, 4 e 6 parafusos respectivamente. 

Figura 4.29 - Deslocamento máximo para a fixação com dois parafusos. 

No estudo com quatro e seis parafusos, indicados nas Figs. 4.30 e 4.31, outro 

fato que deve ser considerado é a posição da peça em relação a mesa do 

centro de usinagem, onde foi visto que a barra de alumínio está perpendicular 

em relação ao comprimento da mesa. Este fato se deve aos canais de fixação 

do centro de usinagem, Fig. 3.10, que possibilita somente esta configuração.


Considerando o estudo dinâmico, a variação da posição da peça em relação ao 

centro de usinagem é até benéfica para a situação indicada nas Figs. 4.30 e 

4.31, pois a peça estará apoiada na região mais estável da mesa. 

Figura 4.30 - Deslocamento máximo para a fixação com quatro parafusos. 

Figura 4.31 - Deslocamento máximo para a fixação com seis parafusos.


Estendendo a mesma consideração da fonte de excitação para as condições 

de contorno, percebe-se pelos resultados de ODS que no caso de seis 

parafusos obteve-se o maior deslocamento para o resultado de deformação. 

Enquanto que o menor nível de deslocamento foi observado para dois 

parafusos, entretanto estes resultados devem ser avaliados com alguns 

cuidados, pois houve também saturação de alguns acelerômetros. Assim foi 

realizada a análise por meio de um programa de elementos finitos para avaliar 

os modos de freqüência natural para os três tipos de sistema de fixação. O 

primeiro modo de vibração para cada tipo de fixação é observado nas Figs. 

4.32, 4.33 e 4.34. 

Para o sistema de fixação com dois parafusos obteve-se a primeira freqüência 

natural no valor de 8449,2 rpm que é bem próximo do valor de rotação de 

trabalho, ou seja, com este sistema ocorre a tendência de uma instabilidade do 

conjunto, como visto pelo monitoramento das duas primeiras ferramentas. 

Para o sistema com seis parafusos encontrou-se um valor de 51448,8 rpm para 

o primeiro modo de vibração; que é bem mais estável que o sistema anterior. 

Já para o caso com quatro parafusos apurou-se para a primeira freqüência 

natural o valor de 55363,8 rpm. 

Figura 4.32 - Primeiro modo de vibração para a fixação com dois parafusos.


Figura 4.33 - Primeiro modo de vibração para a fixação com quatro parafusos. 

Figura 4.34 - Primeiro modo de vibração para a fixação com seis parafusos. 

Pelos resultados indicados nas Figs. 4.32 a 4.34 pode-se concluir que o 

sistema com quatro parafusos é o mais estável pelos valores do primeiro modo 

de vibração indicado no cabeçalho de cada figura. O primeiro modo para o


sistema com dois parafusos equivale a um valor de 8449,2 rpm que é bem 

próximo da rotação de trabalho, podendo gerar bastante instabilidade. 

Enquanto para seis parafusos tem-se um valor de 51448,8 rpm e o sistema 

com quatro parafusos possui o primeiro modo em 55363,8 rpm. 

Posteriormente será avaliada uma ferramenta considerando a rotação de 8000 

rpm com o sistema de fixação modificado para quatro parafusos. 

4.3.1- Avaliação da vida da terceira ferramenta e qualidade dos furos 

gerados 

Para os testes de usinagem usando a terceira ferramenta nenhum dos 

parâmetros foram modificados, apenas o sistema de fixação que foi alterado de 

dois para quatro parafusos. 

Nesta avaliação não foi considerado o nível de desgaste como parâmetro de 

parada, pois neste ponto seria interessante saber os limites da ferramenta em 

relação ao colapso que assim serviria de base de comparação para as outras 

ferramentas. 

Entretanto usinou-se mais de sessenta barras de alumínio, chegando a 30253 

furos dentro da qualidade requerida. Como o tempo de usinagem já era grande 

e a ferramenta parecia estar em bom estado, foi decidido a parada dos testes 

de usinagem. As barras de alumínio usinadas são indicadas na Fig. 4.35. 

Figura 4.35 - Corpos de prova após a usinagem de 30253 furos de boa qualidade.


Assim, por estes resultados considera-se que o estudo do processo de 

usinagem alcançou os seus objetivos, onde houve um aumento superior a 

530% em relação à primeira ferramenta que havia usinado o maior número de 

furos. Além disto, para esta ferramenta não houve o colapso, o que traz 

grandes vantagens. De uma forma didática, na Fig. 4.36 tem-se um 

comparativo da performance das ferramentas utilizadas neste estudo, enquanto 

a ferramenta macho-fresa após a usinagem pode ser visualizada na Fig. 4.37. 

Figura 4.36 - Comparativo da performance das ferramentas macho-fresa. 

Figura 4.37 - Avaliação da terceira ferramenta macho-fresa após os testes de usinagem. 

Na Figura 4.37 pode-se perceber em detalhe mais à direita a aresta transversal 

de corte da ferramenta que apresenta pouco desgaste e de difícil mensuração 

devido à presença de material aderido e aresta postiça no eixo da ferramenta. 

4.2.4.2- Monitoramento da terceira ferramenta 

Para esta avaliação, os furos de número 1195, 3735, 6340, 9235, 11840, 

13735, 15340, 17235, 19235, 21235, 22235, 23235, 24235, 25235, 26235, 

27235, 27840, 28735, 29235 e 29735 foram considerados. Estes foram


escolhidos respeitando a evolução do desgaste da ferramenta conforme 

descrito por Ertunc e Oysu (2004) e indicado na Fig. 2.11. 


Os parâmetros estatísticos em relação à potência do eixo árvore normalizada 

dos furos indicados acima podem ser visualizados na Fig 4.38. 

Figura 4.38 - Desenvolvimento da usinagem da terceira ferramenta, em relação à potência de 

do eixo árvore normalizada. 

Como houve a mudança da configuração da interface entre a aquisição de 

dados e a placa de aquisição é possível fazer apenas uma comparação entre 

os dados da segunda e terceira ferramentas. Assim, confrontando os valores 

encontrados na Fig. 4.21 com aqueles apresentados na Fig. 4.38 pode-se 

perceber que praticamente todos os parâmetros estatísticos desta última são 

mais homogêneos e com valor máximo menor em relação aos dados da 

segunda ferramenta. 

Esta constatação leva-se a concluir que modificado o sistema de fixação 

implicou em uma suavização entre os dados de potência que indiretamente,


diminui a alteração ou variação da força de corte, como mostrado por Ertunc e 

Oysu (2004), Pirtini e Lazoglu (2005), Jantunen (2002) e Paul et al. (2005); logo 

os efeitos dinâmicos foram minimizados e a vida da ferramenta foi otimizada. 

Observa-se também que existe ligeira tendência de aumento dos parâmetros 

como média aritmética, variância, desvio padrão, amplitude e RMS calculados 

do sinal bruto, com o tempo de contato (ou desgaste) ferramenta-peça. 

Ainda avaliando as Figuras 4.21 e 4.38, observa-se que tanto o coeficiente de 

assimetria quanto a curtose apresentam valores positivos. Assimetria positiva 

significa que a distribuição está concentrada a direita do valor médio. Enquanto 

a curtose positiva mostra a tendência da distribuição ser mais afunilada, ou 

seja, com predominância de valores elevados. 

Sinal de aceleração: FFT referente à terceira ferramenta 

A seguir são mostrados os gráficos relativos aos sinais de vibração da terceira 

ferramenta. Nas Figuras 4.39 a 4.42 são indicadas as amplitudes da FFT 

gerada para os furos relacionados no início desta seção, na direção de flexão 

da ferramenta. 

Figura 4.39 - FFT do sinal de aceleração medido na direção de flexão da terceira ferramenta: 

primeira parte.



segunda parte. 


terceira parte.



quarta parte. 

Nos próximos gráficos são indicados a FFT dos sinais da direção axial da 

ferramenta, onde o desenvolvimento da usinagem é mostrado na seqüência 

das Figs. 4.43 a 4.46. 


primeira parte.



segunda parte. 


terceira parte.


Figura 4.46 - FFT do sinal de aceleração medido na direção axial da terceira ferramenta: quarta 

parte. 

Percebe-se que alguns destes furos monitorados são de filas diferentes o que 

impediria qualquer tipo de comparação, entretanto foram escolhidos furos 

pertencentes a quinta e a vigésima quinta fila que são simétricos 

geometricamente, assim é possível fazer comparações, entretanto como se 

alterou as condições de contorno, ou seja, a dinâmica é diferente e assim não é 

prudente fazer comparações com os sinais da segunda ferramenta. 

Verificando os gráficos anteriores, Figs. 4.39 a 4.46, percebe-se que há um 

leve aumento da amplitude da aceleração entre a primeira até a terceira parte, 

entretanto nos últimos furos usinados ocorreu uma diminuição. Assim, entende- 

se que não há forte correlação entre estes sinais e o desenvolvimento da 

usinagem. 

4.4- Resultados da avaliação por método dos elementos finitos 

A avaliação apenas da performance da ferramenta não garante a possibilidade 

de utilização da nova tecnologia se esta alterar de forma radical o produto final. 

Desta forma, optou-se em investigar os reflexos das alterações inerentes da


ferramenta macho-fresa usando a formulação em elementos finitos, onde as 

duas peças são produzidas pelos métodos: tradicional e macho-fresa. 

Os resultados a seguir são os deslocamentos nodais da deformação do 

conjunto formado pela peça e um parafuso em relação ao modelo 

indeformável. O campo de deformação para os dois tipos de peças são 

indicados nas figuras seguintes. Para a peça derivada do processo tradicional é 

mostrado na Fig. 4.47, enquanto mostra-se na Fig. 4.48 a peça para o 

processo de furo-rosqueamento. 

Figura 4.47 - Deslocamento nodal do campo de deformação para o processo tradicional. 

Figura 4.48 - Deslocamento nodal do campo de deformação para o processo de furo- 

rosqueamento.


Pelas Figuras 4.47 e 4.48 nota-se que o deslocamento encontrado para o 

processo de furo-rosqueamento é até menor que o calculado para o tradicional, 

o que já fornece indícios que a mudança não compromete o uso da nova 

ferramenta. Além disto, percebe-se um campo bastante homogêneo na cabeça 

do parafuso. 

Para facilitar a visualização do campo de deformação do perfil roscado foi 

realizado um corte nas figuras 4.47 e 4.48. O deslocamento nodal da peça 

usinada pelo sistema tradicional é indicado na Fig. 4.49, enquanto para a outra 

peça tem-se a representação na Fig. 4.50. 

Figura 4.49 - Corte do conjunto usinado pelo processo tradicional. 

Figura 4.50 - Corte do conjunto usinado pelo processo de furo-rosqueamento.


Considerando as Figuras 4.49 e 4.50 percebe-se que o campo de deformação 

inicia-se na cabeça do parafuso e se desenvolve pelo perfil roscado do 

parafuso que transmite os esforços para a peça. Os valores dos deslocamentos 

nodais ainda possuem o mesmo comportamento, ou seja, para o sistema 

tradicional tem-se um valor maior em relação ao processo de furo- 

rosqueamento. 

Entretanto, o objetivo central desta análise é a visualização do comportamento 

da peça, pois é nesta parte que ocorre a diferença entre os processos e isto 

que indicará a possibilidade de uso da tecnologia. Logo, foi focado os testes 

para as peças, e nas Figuras 4.51 e 4.52 observam-se os resultados para o 

sistema tradicional e para o processo de furo-rosqueamento respectivamente. 

Figura 4.51 - Resultado nodal para a peça usinada pelo processo tradicional. 

Figura 4.52 - Resultado nodal para a peça usinada pelo processo de furo-rosqueamento.


Os resultados indicados nas Figuras 4.47 a 4.52 mostram o desenvolvimento 

do campo de deformação para os dois processos de rosqueamento, em que se 

tem o maior deslocamento na região mais próxima da cabeça do parafuso que 

recebe a imposição de carregamento. Posteriormente, o campo de deformação 

desenvolve-se para o perfil roscado chegando até o fundo da peça que 

também é submetido a pressão do parafuso. 

Considerando a Fig. 4.51 percebe-se que de forma qualitativa o campo de 

deformação é mais expressivo do que aquele indicado na Fig. 4.52, entretanto 

o valor calculado para o resultado nodal referente ao processo macho-fresa é 

bem menor do que aquele encontrado para o processo tradicional. Assim, 

pode-se concluir que as alterações realizadas na peça derivada do processo de 

furo-rosqueamento não influenciam na utilização desta ferramenta ou na 

performance de trabalho da peça usinada. 

A seguir tem-se o campo de tensão considerando o critério de von Mises para 

a peça que é o objetivo central desta pesquisa. Na Figura 4.53 tem-se a tensão 

calculada para a peça provinda do processo tradicional, enquanto na Fig. 4.54 

mostra-se para o processo de furo-rosqueamento. 

Figura 4.53 - Resultado nodal de tensão para a peça usinada pelo processo tradicional.


Figura 4.54 - Resultado nodal de tensão para a peça usinada pelo processo de furo- 

rosqueamento. 

Por meio das Figuras 4.53 e 4.54 percebe-se que o campo de tensão para o 

critério de von Mises dos dois tipos de processos são bem similares e a maioria 

da peça está submetida a uma tensão da ordem de KPa. A máxima tensão 

para o processo tradicional (39,9 KPa ) é um pouco menor que aquela 

calculada para o processo de furo-rosqueamento (45,7 KPa). Embora este 

valor é muito menor que o limite de escoamento para a liga de alumínio, assim 

pode-se confiar que a alteração derivada da nova ferramenta não impede o 

bom funcionamento da peça em trabalho.

CAPÍTULO 5 

COMENTÁRIOS E CONCLUSÕES 

Após o desenvolvimento deste trabalho, pode-se concluir que a ferramenta 

macho-fresa mostrou-se bastante promissora quanto a usinabilidade ou 

performance, pois o número de furos usinados indica uma vida útil produtiva, 

entretanto deve-se respeitar alguns limites em sua utilização. 

Esta tecnologia é bastante sensível ao meio de trabalho. Em suma, para 

aplicação desta não basta, apenas, máquinas com elevadas rotações 

disponibilizadas no eixo árvore, mas os níveis vibracionais envolvidos devem 

ser extremamente reduzidos, ou seja, a máquina deve apresentar rigidez 

considerável com um bom sistema de refrigeração. 

Aliado a isto, as faixas rotacionais empregadas deverão estar fora das 

proximidades das freqüências naturais do sistema. Logo, há a necessidade de 

um estudo prévio das instabilidades presentes no processo, ao qual a mesma 

irá trabalhar, para que o conjunto máquina-peça-ferramenta possa estar numa 

condição otimizada dinamicamente. 

As ferramentas matemáticas utilizadas em conjunto com o sistema de 

monitoramento on-line podem ser usadas de forma eficiente na análise de 

parâmetros de usinagem que interferem decisivamente na performance da 

ferramenta de corte. Assim, o uso do ODS e/ou softwares comercias de FEM é 

de grande importância para determinar de forma confiável os parâmetros 

adequados na usinagem utilizando a ferramenta macho-fresa. 

De uma forma geral, deste trabalho conclui-se: 

1. A heterogeneidade da microestrutura do material da peça é uma fonte 

de variação na sua dureza e consequentemente isto refletiu nos sinais 

de potência do eixo árvore e de vibrações para os furos usinados. Isto 

provocou grande dispersão nos valores medidos. 

142

Capítulo 5 - Comentários e conclusões 143 

2. Os furos gerados pela tecnologia macho-fresa não apresentaram 

nenhum tipo de anomalia e pela inspeção do calibrador passa não- 

passa não houve qualquer problema quanto a qualidade do perfil da 

rosca usinada. 

3. O monitoramento realizado não possuia a sensibilidade requerida para 

avaliar de forma segura o desenvolvimento da usinagem, ou seja, pelos 

sinais não pode-se definir o momento exato de parada anterior ao 

colapso ou mesmo indicar em qual estágio de vida a ferramenta poderia 

estar. 

4. Por meio dos sinais de vibração e pelo método ODS foi possível otimizar 

dinamicamente o processo e de forma decisiva possibilitou a utilização 

deste, até mesmo em ambiente de fábrica. 

5. A distribuição de tensões e deformações calculadas pela formulação de 

elementos finitos nos furos roscados, gerados pelas duas tecnologias, 

podem ser considerados baixos e a alteração imposta pela ferramenta 

macho-fresa não compromete no desempenho da peça. 

De forma geral, além de indicar as formas de uso e possibilidades da nova 

tecnologia de furo-rosqueamento o presente trabalho aponta uma nova 

metodologia para determinar os parâmetros de usinagem, que muitas vezes 

são escolhidos de forma empírica. Este procedimento utiliza métodos 

numéricos e técnicas de monitoração, como o FEM e o ODS, para estudar 

profundamente os vários aspectos da usinagem e distinguir os parâmetros 

mais adequados baseados em uma formulação científica. 

Sugestões para trabalhos futuros 

Como o trabalho tomou rumo diferente de algumas propostas iniciais e este 

serviu como ponta pé inicial, a continuação deste é essencial para entender 

todas às facetas desta nova tecnologia, onde algumas direções podem ser 

tomadas, como: 

Estudo com mais profundidade da etapa de monitoramento, pois 

somente com o domínio desta característica o processo pode ser

Capítulo 5 - Comentários e conclusões 144 

totalmente controlado. Talvez separando as fases de usinagem de forma 

a avaliar a etapa de furação em separado do rosqueamento. 

Avaliação da dispersão da vida da ferramenta com uma quantidade 

maior de ferramentas, pois esta se mostrou bastante instável e 

altamente dependente de fatores externos. 

Pesquisar a possibilidade de cobertura da ferramenta, para que assim 

diminua o efeito de adesão encontrado no presente estudo.

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Anexos 

Anexo 1 - Composição química da liga Al-Si 

151

Anexos 152 

Anexo 2 - Características do fluido de corte 

1. IDENTIFICAÇÃO DO PRODUTO E DA EMPRESA 

Nome do Produto: ECOCOOL DURANT 71/1 

Código do produto: 30178 

Aplicação: FLUIDO DE CORTE SOLÚVEL 

Fornecedor: FUCHS DO BRASIL S.A. 

VIA JOÃO DE GÓES, KM 1,214 – JANDIRA - SP 

FONE: (11)4789-2311 / FAX: (11) 4789-2670 E-mail: fuchsbr@uol.com.br 

Telefone de emergência: (11) 4789-2311 

2. COMPOSIÇÃO E INFORMAÇÕES SOBRE OS INGREDIENTES 

Natureza Química: ESTE PRODUTO É UMA MISTURA DE: ÓLEO NAFTÊNICO 

HIDROTRATADO, ÉSTER SINTÉTICO, ÁCIDO GRAXO, ÁLCOOL ETOXILADO, 

SULFONATO DE SÓDIO, AMIDA BÓRICA (AMINA PRIMÁRIA), TRIAZINA, 

SÓDIO OMADINE E ANTIESPUMANTE À BASE DE SILICONE MODIFICADA. 

PRODUTOS CONTROLADOS: 

Nome químico [O] N o CAS [A] Concentração 

% [J] 

ÓLEO MINERAL NAFTÊNICO 6742-52-5 36-46 

HIDROTRATADO 

141-43-5 3,0-5,0 

MONOETANOLAMINA 

TRIAZINA 

4719-04-4 2,0-3,0 

Sinônimo: 

3. IDENTIFICAÇÃO DE PERIGOS 

Classificação 

de risco [A] 

ND 

ND 

ND 

Principais perigos: NÃO DISPONÍVEL 

Saúde: SISTÊMICO: BAIXO TEOR DE TOXIDADE 

Perigos físicos/químicos: INCOMPATIBILIDADE COM FORTES AGENTES 

OXIDANTES 

Meio ambiente: VIDE ITEM 6 E 12 

4. MEDIDAS DE PRIMEIROS SOCORROS 

Inalação: RETIRAR PARA LOCAL BEM VENTILADO 

Contato com a pele: LAVAR COM ÁGUA 

Contato com os olhos: LAVAR IMEDIATAMENTE COM ÁGUA EM ABUNDÂNCIA 

POR 15 MINUTOS 

Ingestão: PROCURAR AUXÍLIO MÉDICO 

Sintomas/efeitos mais importantes: NÃO DISPONÍVEL 

Proteção para os prestadores de primeiros socorros: NÃO SÃO NECESSÁRIOS 

Notas para o médico: EM CASOS EXTRAORDINÁRIOS CONSULTAR ITENS 2. 

5. MEDIDAS DE PREVENÇÃO E COMBATE A INCÊNDIO 

Meios de extinção apropriados: FOGO CLASSE B: EXTINTORES TIPO ESPUMA 

MECÂNICA, PÓ QUÍMICO, CO2 E ABAFAMENTO DE SUPERFÍCIE. 

Perigos específicos: CHAMAS, CALOR OU FORTES OXIDANTES.

Anexos 153 

Métodos específicos: ÁGUA PULVERIZADA SOB FORMA DE NEBLINA P/ 

RESFRIAR AS SUPERFÍCIES 

EXPOSTAS AO FOGO E PARA PROTEGER O PESSOAL. 

Equipamentos especiais para proteção dos bombeiros: PROTEÇÃO 

RESPIRATÓRIA PARA O PESSOAL 

DE COMBATE AO FOGO. 

6. MEDIDAS DE CONTROLE PARA DERRAMAMENTO / VAZAMENTO 

Precauções pessoais: SOMENTE PESSOAS AUTORIZADAS DEVERÃO 

PERMANECER NO LOCAL. 

Precauções para o meio ambiente: COMUNIQUE O ORGÃO 

GOVERNAMENTAL DE CONTROLE DO MEIO 

AMBIENTE, CASO A SUBSTÂNCIA TENHA ENTRADO NUM CURSO 

D’ÁGUA, PRAIA, ESGOTO, OU CONTA- 

MINADO O SOLO OU A VEGETAÇÃO. 

Métodos para remoção e limpeza: PODE SER ABSORVIDO POR MATERIAL 

INERTE (EX.: SERRAGEM) 

Recuperação: INCINERAÇÃO 

Descarte: VIDE ITEM 13 

7. MANUSEIO E ARMAZENAMENTO 

Manuseio: 

Medidas técnicas apropriadas: NÃO SÃO NECESSÁRIAS 

Prevenção da exposição: ÓCULOS DE SEGURANÇA E LUVAS BORRACHA 

Prevenção de fogo ou explosão: VIDE ITEM 5 

Precauções para manuseio seguro do produto químico: NÃO SÃO 

NECESSÁRIAS 

Avisos de manuseio seguro: NÃO SÃO NECESSÁRIAS 

Armazenamento: 

Medidas técnicas apropriadas: NÃO SÃO NECESSÁRIAS 

Condições de armazenamento: NÃO DEVE SER ARMAZENADO PERTO DE 

CHAMA, CALOR OU FOR- 

TES OXIDANTES. 

Adequadas: LOCAIS COBERTOS 

A serem evitadas: EXPOSTOS AS INTEMPÉRIES 

Produtos incompatíveis: FORTES AGENTES OXIDANTES 

Materiais para embalagens: AÇO OU PVC 

Recomendados: TAMBORES, BOMBONAS OU CONTÂINERES. 

8. CONTROLE DE EXPOSIÇÃO E PROTEÇÃO INDIVIDUAL 

Medidas de controle de engenharia: NÃO SÃO NECESSÁRIAS 

Equipamentos de proteção individual: ÓCULOS SEGURANÇA E EM CASOS 

ESPECIAIS LUVAS DE BORRACHA 

Proteção respiratória: NÃO SÃO NECESSÁRIAS 

Proteção para as mãos: LUVAS DE BORRACHA 

Proteção para os olhos: ÓCULOS DE SEGURANÇA 

Proteção para a pele e corpo: AVENTAL 

Medidas de higiene: MANTER A HIGIENE PESSOAL DENTRO DO ACEITÁVEL.

Anexos 154 

9. PROPRIEDADES FÍSICO-QUÍMICAS 

Estado físico: LÍQUIDO 

Odor: CARACTERÍSTICO 

Cor: CASTANHO ESCURO, LIGEIRAMENTE TURVO. 

PH: (EMULSÃO A 2 %) = 9,30 

Temperaturas específicas ou faixas de temperatura nas quais ocorrem mudanças 

de estado físico: 

Ponto de ebulição: > 100º C 

Ponto de congelamento: NÃO DISPONÍVEL 

Ponto de fusão: < 0º C 

Temperatura de decomposição: SOMENTE EM CASOS DE COMBUSTÃO 

Ponto de fulgor: > 100º C 

Limites de explosividade: NÃO EXPLOSIVO 

LEI: (limite de explosividade inferior): PRODUTO NÃO EXPLOSIVO 

LES: (limite de explosividade superior) PRODUTO NÃO EXPLOSIVO 

Densidade (20/4ºC): 0,910 

Solubilidade: MISCÍVEL EM ÁGUA 

10.ESTABILIDADE E REATIVIDADE 

Estabilidade: ESTÁVEL 

Reações perigosas: NÃO SE APLICA 

Condições a evitar: ALTAS TEMPERATURAS COM PRESENÇA DE FONTES DE 

IGNIÇÃO 

Materiais a evitar: FORTES AGENTES OXIDANTES 

Produtos perigosos de decomposição: SOMENTE EM CASOS DE COMBUSTÃO: 

ÓXIDOS DE CARBONO 

E NITROGÊNIO 

11. INFORMAÇÕES TOXICOLÓGICAS 

Toxicidade aguda: NÃO DETERMINADA 

Inalação: NÃO TÓXICO 

Contato com a pele: NÃO IRRITANTE 

Contato com os olhos: IRRITANTE 

Ingestão: NÃO TÓXICO 

Efeitos locais: NÃO RELEVANTE 

Sensibilização: NÃO RELEVANTE 

Efeitos específicos: ATÉ O MOMENTO NÃO DETECTADO QUALQUER EFEITO 

12. INFORMAÇÕES ECOLÓGICAS 

NÃO DETERMINADAS 

13. CONSIDERAÇÕES SOBRE TRATAMENTO E DISPOSIÇÃO 

Resíduos do produto: 

PRODUTO CONCENTRADO: Não deve ser descartados em rios, lagos, etc... 

Devem ser enviados para empresas de re-refino. 

PRODUTO DILUÍDO: Não deve ser descartado em rios, lagos, e etc... 

Emulsões/Soluções devem ser tratadas com processos químicos (ácidos ou sais),

Anexos 155 

ultrafiltração ou evaporação. A fase oleosa deve ser enviada para empresas de rerefino 

e a fase aquosa para estações de tratamento biológico. 

EMBALAGENS CONTAMINADAS: Retornar ao fornecedor. 

14. INFORMAÇÕES SOBRE TRANSPORTE 

Transporte rodoviário no Brasil 

O PRODUTO NÃO SE ENQUADRA NO DECRETO Nº 96044 DE 18/05/1988 E 

PORTARIA Nº 204 DE 

20/05/00. 

Transporte rodoviário no Mercosul 

LEGISLAÇÃO NÃO DISPONÍVEL NO MOMENTO. 

Transporte aéreo doméstico e Internacional ICAO & IATA Section 4.2 


Transporte Marítimo Internacional - IMDG Code Amendment 29-98 


15. REGULAMENTAÇÕES 

Rotulagem (Símbolos de risco / rótulos de risco: saúde, riscos físicos e meio 

ambiente): NÃO SE APLICA 

CONFORME ANEXO 

16. SEÇÃO 16: OUTRAS INFORMAÇÕES 

"As informações desta FISPQ representam os dados atuais e refletem com 

exatidão o nosso melhor conhecimento para o manuseio apropriado deste 

produto sobre condições normais e de acordo com a aplicação específica na 

embalagem e/ou literatura. Qualquer outro uso do produto que envolva o uso 

combinado com outro produto ou outros processos é responsabilidade do 

usuário".

Anexos 156 

INFORMAÇÕES 

É 

ECOCOOL DURANT 71/1 é um fluido de corte à base de óleo mineral, solúvel em 

água e com especiais características de qualidade. 

ECOCOOL DURANT 71/1 é isento de cloro, enxofre e fósforo. 

ECOCOOL DURANT 71/1, quando misturado com água, produz uma microemulsão 

leitosa com excelente estabilidade, boa capacidade de umectação, limpeza, alta 

durabilidade e baixa tendência à formação de espuma. O uso de aditivos especiais e a 

perfeita combinação entre eles, mais os modernos biocidas, o tornam bioresistente 

frente aos microorganismos, causadores de apodrecimento, corrosão, mau cheiro e, 

conseqüentemente, prolongando sua vida útil. 

ECOCOOL DURANT 71/1, devido à combinação sinérgica de seus aditivos, mesmo 

em baixas concentrações, possui excelentes propriedades de lubrificação e 

refrigeração, proporcionando maior número de peças por afiação de ferramentas, bem 

como excelente grau de acabamento de superfícies, até mesmo em alumínio. Seu alto 

poder anticorrosivo protege as peças usinadas bem como as máquinas contra os 

efeitos da corrosão. 

APLICAÇÃO: 

Recomendado para operações de usinagem e retificação de metais ferrosos e não 

ferrosos. 

Faixas de Concentração Recomendadas: 

- Usinagem em geral: 3 a 5% 

- Operação/material especial: 6 a 10% 

- Retificação de aço: 1,5 a 2% 

- Retificação de ferro fundido: 2 a 3%. 

CARACTERÍSTICAS FÍSICO-QUÍMICAS (Dados Típicos) 

ENSAIOS MÉTODOS ECOCOOL DURANT 71/1 

Aparência MR 079 Castanho 

Cor (Visual) MR 079 Lig. turvo 

Densidade a 20/4°C ASTM D 1298 0,915 

pH, solução a 3% MR 125 9,3 

Teste BOSCH, GG 25, solução a 3% DIN 51 360-2 0 

Teste HERBERT, solução a 3% DIN 51 360-1 SO RO 

Estabilidade da emulsão a 3% MR 015 Estável 

Fator de refração MR 044 1,1 

Código do produto: 30178 

Revisado em Dez/99 

As informações fornecidas objetivam apenas 

orientar os interessados. Não assumimos 

responsabilidade pelo uso incorreto das 

mesmas. 

FUCHS DO BRASIL S.A. 

Via João de Góes, Km 1,214 

Jandira – SP – Brasil 

06612-000 

Fone: (11) 4789-2311 

Fax: (11) 4789-2670 

E-mail: fuchsbr@uol.com.br 

Site: www.fuchslubrificantes.com.br

Anexos 157 

Anexo 3 - Características da ferramenta macho-fresa

Anexos 158 

Anexo 4 - Programação CNC 

PROGRAMAÇÃO CNC: FURO-ROSQUEAMENTO. 

G71 G90 G17 G94 G64 

MSG (“PROFILE OPERATION”) 

T05; T01 USER DEFINED 

M6 

G54 D1 

TRANS Y0 Z0 

S2700 M3 

M07 

R1=8 

G0 X0 Y0 Z2 

INICIO: 

SUBPROGRAMA 

G1 X=IC(R1) 

FIM: 

REPEAT INICIO FIM P19 

... 

SUBPROGRAMA: INTERPOLAÇÃO. 

G54 G90 S8000 T05 M3 

G91 G01 Z-19.6 F960 

G01 Z0.3333333 

G41 G01 X0 Y-2.5 F1200 

G03 X0 Y5.5 Z0.5 I0 J2.75 

G03 X0 Y0 Z1 I0 J-3 

G03 X0 Y-5.5 Z0.5 I0 J-2.75 

G00 G40 X0 Y2.5 

G90 Z2 

M17

Anexos 159 

Anexo 5 - Informações técnicas do acelerômetro 

Parâmetro Valor/Tipo 

Modelo 8632C10 

Faixa de aceleração ±10 grav. 

Limite de aceleração ±16 grav. 

Sensibilidade, ±5% em 100 Hz 500 mV/grav. 

Limiar nominal 280 µgrav.RMS 

Impacto máximo (pulso de 0,2 ms) 100.000 grav. 

Linearidade de amplitude nominal ±1 % 

Constante de tempo nominal 1 s 

Freqüência de ressonância nominal 22 kHz 

Faixa de freqüência nominal 0,5 a 5.000 Hz 

Mudança de fase, 10 kΩ

Anexos 160 

Anexo 6 - Ensaio de tração do material do parafuso 

Força Deformação encontrada nos ensaios Deformação 

(kgf) 

Ensaio 1 Ensaio 2Ensaio 3 Ensaio 4 Ensaio 5 Ensaio 6 Média 

0,10 0,04 0,05 0,04 0,04 0,02 0,02 0,04 

0,20 0,08 0,08 0,07 0,07 0,08 0,06 0,07 

0,30 0,13 0,11 0,11 0,10 0,11 0,08 0,11 

0,40 0,15 0,14 0,13 0,14 0,13 0,10 0,13 

0,50 0,15 0,16 0,15 0,16 0,16 0,12 0,15 

0,60 0,17 0,18 0,17 0,16 0,17 0,14 0,17 

0,70 0,18 0,18 0,16 0,15 0,19 0,14 0,17 

0,80 0,19 0,20 0,19 0,16 0,21 0,15 0,18 

0,90 0,21 0,22 0,21 0,19 0,24 0,18 0,21 

1,00 0,23 0,24 0,24 0,22 0,26 0,20 0,23 

1,10 0,26 0,27 0,26 0,24 0,28 0,22 0,26 

1,20 0,28 0,29 0,28 0,26 0,30 0,25 0,28 

1,30 0,30 0,31 0,31 0,29 0,33 0,27 0,30 

1,40 0,32 0,34 0,33 0,31 0,35 0,29 0,32 

1,50 0,35 0,36 0,35 0,33 0,38 0,31 0,35 

1,60 0,37 0,38 0,37 0,36 0,39 0,34 0,37 

1,70 0,39 0,40 0,39 0,37 0,41 0,36 0,39 

1,80 0,41 0,42 0,41 0,40 0,44 0,38 0,41 

1,90 0,43 0,44 0,43 0,42 0,46 0,40 0,43 

2,00 0,46 0,48 0,46 0,46 0,49 0,43 0,46 

2,10 0,52 0,55 0,49 0,51 0,54 0,49 0,52 

2,20 0,65 0,74 0,55 0,67 0,63 0,60 0,64 

2,25 0,85 0,93 0,75 0,89 0,80 0,78 0,83 

2,20 0,94 0,88 0,94 0,94 0,92 0,92 0,92 

2,10 1,12 1,08 1,10 1,08 1,12 1,10 1,10 

Norma: ISO 898/1 

Comprimento livre de aproximadamente 27mm 

Velocidade inferior a 25mm / min 

PARAFUSO SEXTAVADO M6 - 1,0 X 40 CLASSE 10.9 (R80) 

DUREZA ENCONTRADA: 34-35 HRC (ESPECIFICADO: 32-39 HRC) 

ÁREA DE SOLICITAÇÃO: 20,12 mm 2

Anexos 161

Agradecimentos - Programa de de Pós-Graduação em Engenharia ...

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