O fresamento de roscas está se tornando mais e mais empregado como tecnologia para produção do filete de rosca, devido às vantagens para os setores de manufatura industrial como aeronáutica e aeroespacial. Uma das principais formas de união entre peças na indústria mecânica é a fixação do tipo parafuso-porca[11]. Seja para uma rosca externa ou interna, esta usinagem representa um desafio para a correta aplicação de ferramentas de corte. Por ser uma operação de alto valor agregado, já que é uma das últimas usinagens realizadas, são de extrema importância o conhecimento e o domínio das técnicas da operação, pois a quebra de uma ferramenta durante o processo de rosqueamento pode comprometer a qualidade da peça ou até mesmo provocar o sucateamento dela, acarretando grande prejuízo para a indústria.

O controle dos processos de usinagem de rosca é um desafio, devido ao material da peça, à tolerância dimensional, à profundidade da rosca, aos equipamentos utilizados e a outros detalhes que os tornam complexos[12]. Se algum erro ocorrer enquanto os parâmetros de usinagem são selecionados ou controlados, podem ocorrer danos irreparáveis na peça que chegam a resultar em seu descarte. Isso representaria significativos prejuízos de tempo e de material, porque o processo de rosqueamento é aplicado, geralmente, na etapa final do processo de usinagem. Para evitar o descarte da peça, a ferramenta e as condições de corte devem ter um padrão de confiabilidade.

Os processos mais conhecidos de fabricação de roscas internas por usinagem utilizam ferramentas de aresta única de corte, de múltiplas arestas, fresas integrais e machos rígidos[10,14]. Já para a produção de roscas internas em peças com geometria complexa são utilizados o macho de roscar e a fresa de rosca. O fresamento de roscas permite a utilização de alta velocidade de corte, ao contrário do macho de roscar – que ainda requer inversão do eixo da máquina[8]. Além disso, a fresa de rosca pode confeccionar roscas de diferentes dimensões e maiores do que o seu diâmetro nominal, desde que tenham o mesmo passo[2]. Dessa maneira, se uma quebra da ferramenta ocorrer, é facilmente removida – o que pode ser problemático no caso do uso do macho de roscar.

Existe um grande número de tipos e formas de roscas utilizadas na indústria, desde as triangulares, mais comuns, até as mais específicas, entre elas as APIs. A rosca API (de American Petroleum Institute) é utilizada quando são necessários torque alto e boa vedação. Tornou-se uma configuração de filete muito utilizada atualmente na indústria petrolífera. A norma API RP 5A3 foi adotada como referência para a fabricação dos experimentos deste trabalho.

As normas para fabricação dessa configuração têm diferenciação em relação ao diâmetro nominal, à inclinação do filete e ao passo da rosca. Para fabricar essa geometria, é usual a utilização do torno mecânico. Um novo método de fabricação pode ser obtido por meio do fresamento de rosca.

Muitas pesquisas têm sido desenvolvidas utilizando a técnica do fresamento de rosca. O estudo das forças de corte no fresamento de roscas iniciou com o modelo mecanicista proposto em Araujo et al[2]. Neste estudo, foram analisados processos de usinagem realizados com fresa de rosca em uma trajetória linear, similar ao fresamento de topo, com o objetivo único de calibrar o modelo que foi adaptado e validado na trajetória circular, que condiz com a prática do processo.

Outro estudo desenvolvido por Araujo et al[1] prevê um modelo de força no fresamento de roscas, que pode ser utilizado para entender o processo de fresamento de rosca e, consequentemente, aumentar o desempenho do processo. Fromentin et al[7] apresentam os aspectos geométricos do processo de fresamento de roscas, pois afirma que há uma interferência geométrica entre a ferramenta e a superfície da peça. Fromentin et al[5] propõem um modelo geométrico e uma formulação analítica para a aresta de corte da fresa de rosca. Fromentin et al[6] elaboram um modelo para calcular a espessura do cavaco indeformado para o fresamento de roscas e, recentemente, Araujo et al[4] apresentaram o cálculo das velocidades de corte em função da posição da aresta de corte.

Neste artigo, serão analisadas as forças de corte no fresamento de rosca API para situações com diferentes avanços, mesma geometria de rosca, mesma velocidade de corte e mesma ferramenta. Este é um estudo promissor, pois serão analisadas as forças para a fabricação de uma geometria de rosca muito empregada no segmento de óleo e gás, utilizando o processo de fresamento de roscas. Não há relatos de estudos de forças para essa geometria de rosca, pois não existe no mercado uma fresa específica para a confecção desta geometria. Por isso, foi realizada a adaptação de um suporte de ferramenta existente no mercado.

 

Cinemática do fresamento de rosca

O fresamento de roscas é o processo de formação de filetes de rosca com o uso de uma fresa com a mesma forma de perfil, que pode usinar um ou mais filetes por vez, com uma ou mais arestas cortantes. A ferramenta gira em torno do próprio eixo, proporcionando velocidade e corte necessários. Ao mesmo tempo, a ferramenta percorre uma trajetória helicoidal ao redor da linha de centro da rosca.

O processo de usinagem de roscas por fresamento pode ser dividido em seis etapas básicas, como mostra a figura 1. Na etapa 1 a ferramenta é posicionada e, na segunda, desloca-se para baixo até a posição onde será iniciada a usinagem, enquanto executa um movimento axial, a uma certa velocidade de avanço, até a profundidade radial de corte selecionada. Na etapa 3 a ferramenta executa um movimento de entrada na peça e, na 4, percorre uma trajetória helicoidal para cima no furo e para uma volta completa. Na quinta etapa, a ferramenta volta para o eixo central do furo, sem deslocamento vertical. Finalmente, na sexta, a ferramenta desloca-se na direção vertical.

Figura 1 – Etapas do processo de fresamento de roscas[1].

De acordo com Smith[13], a estratégia da entrada da ferramenta na peça para iniciar o corte da rosca deve ser observada no fresamento. São três trajetórias mais utilizadas para a entrada da ferramenta na peca: linear (trajetória no plano linear), circular com um quarto de círculo e circular com semicírculo. Neste último, o método tem como característica uma trajetória semicircular do centro da ferramenta, com raio menor do que o furo acoplado a uma elevação na vertical. Neste método, é encontrado o menor carregamento, uma vez que o ângulo de contato inicial é relativamente pequeno durante a entrada e foi utilizado neste trabalho.

A etapa 4 é a etapa em que se realiza efetivamente o fresamento de roscas. Nesta etapa, devem ser definidas as velocidades de corte e de avanço para usinar o perfil de rosca desejado. A escolha dos parâmetros certos vai garantir um bom acabamento superficial, bem como a integridade da ferramenta. Também é nesta etapa que se define se a ferramenta vai executar somente um ou vários passes para usinar a rosca.

 

Parâmetros de corte

A fresa de rosca tem geometria similar à da fresa de topo[3]. Os parâmetros de corte importantes para o fresamento de rosca são a velocidade de corte e avanço. A fresa de rosca pode ser considerada como uma pilha de discos iguais. Se for uma fresa com ângulo de hélice, cada disco tem uma posição angular fixa em relação ao anterior.

Na fresa usada para produzir roscas, os discos têm, necessariamente, a altura do passo da rosca. Em cada disco, o diâmetro da ferramenta varia em relação à altura, porém, localmente, o processo é igual ao de fresamento de topo. O ângulo de hélice λ, o passo p, os diâmetros internos (di) e externos (de) e o número de arestas de corte (Nf) definem a geometria da ferramenta. A velocidade de corte e a espessura do cavaco variam com o diâmetro da ferramenta di≤d(z)≤de em diferentes posições da aresta de corte. A ferramenta utilizada neste trabalho apresenta somente uma aresta de corte.

A velocidade de avanço definida será então calculada a partir do avanço por dente (fz), do número de dentes (z) e da rotação da ferreamente (n), de forma idêntica ao fresamento de topo, conforme equação 1.

A distância efetiva percorrida por um dente, cuja aresta está localizada no ponto E da figura 2, pode ser projetada no plano perpendicular ao eixo da ferramenta, conforme equação 7.

Figura 2 – Diferença entre as velocidades de avanço nos pontos C e E.

 

Forças no fresamento de roscas

A força de corte Fc pode ser expressa pela relação entre a área da secção de corte S e a pressão específica de corte, isto é, a força de corte para a unidade de área da secção de corte Ks, conforme equação 2.

Uma aproximação da área máxima Smax pode ser escrita em função da espessura do cavaco máxima tcmax e do comprimento da aresta b, como na equação 3.

O comprimento da aresta b e a soma de cada face da ferramenta são dados pela equação 4.

O modelo mecanístico pode ser considerado uma combinação da abordagem analítica com métodos empíricos, em que as forças são proporcionais à força de corte do cavaco[9].

As forças de usinagem medidas experimentalmente são a soma das contribuições de cada uma das arestas de corte em contato com a superfície em usinagem do corpo de prova. As forças de usinagem são comumente calculadas em função da espessura do cavaco, que neste caso é função do avanço por dente fzXY e da posição de cada ponto da ferramenta. O valor máximo da espessura do cavaco tcmax é calculado em função do diâmetro externo Dt e a espessura de corte radial rdoc, calculada pela expressão da equação 5.

Onde:

rdoc= espessura de corte radial e pode ser escrita pela equação 6, em função do diâmetro nominal da rosca D, do passo P e do diâmetro externo Dt.

fzxy = avanço no plano xy e é função do avanço por dente calculado na direção da trajetória projetada no plano perpendicular ao eixo da ferramenta e calculada pela equação 7.

Onde:

pθ = passo angular da rosca e

rtt = raio da trajetória helicoidal da ferramenta, segmento de reta OC da figura 2.

 

Referenciais para decomposição da força de usinagem

No processo de fresamento de roscas são utilizados três referenciais (figura 3):

Figura 3 – Os referenciais e suas relações.

As forças no referencial R2 (FX2, FY2 e FZ) são medidas por um dinamômetro fixo na ferramenta. As forças no referencial R0 (FX0 e FY0) são medidas por um dinamômetro fixo na mesa e as componentes da força resultante no referencial R1 (FRAD e FTAN) são calculadas em função das equações 10 e11.

Como os três referenciais incluem a direção Z, a componente FZ é coincidente. A força resultante pode ser calculada com base na equação 12.

Neste trabalho, as forças medidas estão no referencial R0 fixo no centro do furo da peça, com o dinamômetro preso à base da mesa. Foram calculadas as forças radial e tangencial.

 

Materiais e métodos

O experimento consistiu de duas etapas. Na primeira, foi realizado um teste piloto, para a verificação dos parâmetros de corte, seguido do posterior experimento. A máquina-ferramenta utilizada foi um centro de usinagem vertical Polares V400 da Romi. O corpo de prova foi fixado na mesa da máquina, por meio de um gabarito, e montado sobre um dinamômetro preso à base da máquina. Com a finalidade de garantir uma boa centralização da ferramenta, foi confeccionado um centralizador.

 

Teste piloto

O teste inicial teve como objetivo verificar a viabilidade da fabricação e a geometria final da peça. Os experimentos foram realizados em corpos de prova de polipropileno. A usinagem de uma rosca por fresamento necessita que a ferramenta percorra uma trajetória helicoidal. Para usinar roscas API, além da trajetória helicoidal no plano XY, é necessário que a ferramenta realize uma trajetória angular de 7º em relação ao eixo Z, eixo normal da peça. Nesta etapa, foram usinados três corpos de prova com velocidade de corte constante de 1.000 m/ min e rotação de 600 rpm.

 

Características do corpo de prova e da ferramenta

Em relação ao corpo de prova, foi utilizado um tarugo redondo da liga de alumínio 6262, com 78 mm de diâmetro externo e 90 mm de altura. Foi feito um furo interno com diâmetro de 66 mm e realizado um ângulo de 7º em relação ao eixo normal.

A ferramenta utilizada para realizar o fresamento de roscas foi um suporte de rosqueamento interno para torno mecânico. Com uma aresta de corte, ela executa o perfil da rosca API de 2 3/8” REG com uma entrada. Com o auxílio de um relógio comparador, o run- -out foi aferido com valor máximo de 0,05 mm. Durante os ensaios, foi utilizado líquido refrigerante para favorecer o menor desgaste da pastilha.

 

Planejamento do experimento

Foram realizados cinco experimentos com diferentes velocidades de avanço fz, que resultaram em diferentes valores para o cavaco máximo tcmax, conforme tabela 1. A velocidade de corte foi mantida constante em 250 m/min, com velocidade de rotação de 2.557 rpm. O avanço por dente fz foi calculado em função do cavaco máximo tcmax. O valor inicial de tcmax foi de 0,03 mm, calculado a partir do avanço por dente sugerido pela tabela do fabricante. Os valores subsequentes foram acrescidos de 0,05 mm. Na tabela 1 podem ser observados os parâmetros utilizados em cada experimento, com duas réplicas para tcmax = 0,03 mm e uma para tcmax = 0,15 mm.

 

Aquisição das forças experimentais

Um dinamômetro Kistler Modelo 9257BA foi utilizado para coletar os sinais das três componentes da força de usinagem. O sinal elétrico do dinamômetro passou por um amplificador de sinais e foi transformado em placa analógica-digital. Por meio de um software de comunicação com a placa, no computador o sinal é traduzido em um vetor de três colunas, uma para cada componente da força.

Em todos os testes e réplicas foram obtidos os sinais no tempo de força a partir do dinamômetro. Os sinais adquiridos são amplificados e convertidos de analógico para digital através de uma placa de aquisição e enviados ao computador para armazenamento.

 

Tratamento de dados experimentais

A partir dos sinais do dinamômetro, foram aquisitadas as forças experimentais Fx, Fy e Fz no referencial R0, em relação à mesa (figura 4). Em pontos determinados do gráfico foram calculadas as forças radiais, tangenciais e resultantes no referencial R1, da superfície da parede do furo. A força radial foi calculada utilizando a equação 10, a força tangencial foi calculada utilizando a equação 11 e a força resultante foi calculada utilizando a equação 12.

Figura 4 – Forças Fx, Fy e Fz no experimento 1.

A posição do centro da ferramenta foi utilizada para calcular o ângulo θ1 e identificar o período em que o corte é efetuado de modo contínuo, sem efeitos de entrada e saída da ferramenta na peça. Apenas os pontos deste período de modo contínuo foram levados em consideração na análise das forças. A componente Z da posição identifica a profundidade de corte local.

A força resultante foi estudada porque passa uma visão geral de todas as forças do sistema. Já a força radial foi escolhida por ser a força que tende a fletir a ferramenta para o centro do furo, podendo causar a sua deflexão e um corte desalinhado, enquanto a força tangencial gera uma má formação no filete de rosca.

 

Análise dos resultados

O tratamento dos sinais foi realizado utilizando o software Estatística a partir de uma tabela consolidada de todos os resultados dos testes descritos. A cada teste foram selecionados 10 intervalos em uma volta de 360º em torno do furo, em diferentes posições do furo. As mesmas 10 posições foram utilizadas para todos os testes, de forma a comparar os resultados.

Em cada uma destas rotações e testes, foram analisados os valores máximos, médios e a distância pico a pico das forças radial e tangencial do referencial R1 (entre a peça e a ferramenta), além dos valores médios da força de usinagem resultante.

A localização dos 10 intervalos de tempo foram realizadas através da posição θ1 da ferramenta durante o percurso da trajetória mostrado na figura 3. Para θ1 foram utilizadas as seguintes posições: 13°, 42°, 77°, 104°, 170°, 211°, 230°, 253°, 294° e 333°.

A análise estatística com análise de efeitos, a análise de variância (Anova) e a identificação dos outliers utilizou um intervalo de confiança de 95%. Na figura 5 podem ser observados os resultados e os seguintes parâmetros: Fres (força resultante), valores médios de Fr e Ft (referencial R2), valores máximos de Fr e Ft (Frmax e Ftmax) e variação de Fr e Ft, ou seja, amplitude pico a pico DFr e DFt. As barras de erro representam 95% do intervalo de confiança a partir de dados de várias rotações e testes de cada experimento.

Figura 5 – Efeito da espessura do cavaco (valores adimensionais) nas força de usinagem.

Nada pode ser concluído sobre a força radial média, pois, de acordo com a análise, não houve variação nos valores médios, uma vez que a probabilidade p = 0,356. A força radial máxima durante a usinagem apresenta variação linear com a variação da espessura do cavaco, e consequentemente do avanço. Os efeitos do avanço na força radial média para um tcmax = 0,20 mm tem maior discrepância da função linear traçada. A força tangencial média apresentou variação linear das amplitudes com a espessura do cavaco. É a função linear que melhor aproxima todos os resultados, pois fica dentro do intervalo de medida. A força tangencial máxima também apresenta variação linear nesta faixa de variações de espessura do cavaco com uma pequena discrepância em tcmax = 0,03 e 0,15 mm, o que também acontece na força tangencial pico a pico apresentada. Na variação pico a pico da força radial, houve apenas uma pequena variação para tcmax = 0,20 mm. Analisando os resultados, pode-se afirmar que houve uma discrepância na força resultante média para um valor de tcmax de 0,15 mm.

A figura 5 resume todos os resultados apresentados e permite a comparação dos efeitos do volume de cavaco removido em cada uma das componentes e suas variações. Percebe-se que a variação pico a pico da força radial DFr é bem menor que a variação da força tangencial DFt, e o mesmo ocorre se forem comparados os valores absolutos da força radial Frad e da força tangencial Ftan.

A variação pico a pico da força radial DFr é maior do que os valores máximos Fradmax para os valores de espessura do cavaco máxima tcmax acima de 0,15 mm; abaixo desse valor, mantém-se igual. Já a variação pico a pico da força tangencial DFt é menor do que os valores máximos Ftanmax para valores de espessura do cavaco máxima tcmax até 0,15 mm e, a partir desse valor, mantém-se igual. A força resultante absoluta Fres, como esperado, é maior do que os valores absolutos das forças radial Frad e tangencial Ftan, pois é a resultante das forças.

 

Conclusões

Neste artigo, são apresentados resultados experimentais de uma ferramenta de pastilha intercambiável utilizada para o fresamento de roscas, com geometria fixa, para produzir uma rosca API em uma liga de alumínio. Com a velocidade de corte constante, foi elaborado um planejamento de experimentos com a variação da espessura do cavaco máximo. Após a análise estatística realizada das forças de radial, tangencial e resultante, é possível concluir que não houve variação significativa na força radial. Um estudo posterior deve ser realizado para verificar se há influência da vibração proveniente da variação da força radial.

A força tangencial e a força de usinagem apresentaram variação linear em função do aumento da área do cavaco, sem outra influência aparente, o que era esperado. Apenas o corpo de prova com tcmax de 0,20 mm apresentou imperfeições visuais no acabamento superficial. Os outros corpos de prova apresentaram bom acabamento superficial, o que indica que todos os avanços utilizados poderiam ser aplicados.

Visualmente, a pastilha de corte não sofreu desgaste e apresentou ainda seu revestimento original. A mesma pastilha realizou a usinagem em todos os corpos de prova e trabalhou com velocidades de avanço acima da indicada pelo fabricante. A utilização da ferramenta mostrou-se aplicável para este caso. Tanto a pastilha quanto as peças apresentaram excelente aspecto visual.

 

Referências

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2] Araujo, A. C.; Silveira, J. L.; Kapoor S.: Force prediction in thread milling. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Science & Engineer, v. 26, no 1, p. 82-88, 2004.

3] Araujo, A. C.: Modelo mecânico de força de usinagem no fresamento de roscas. Dissertação de D.Sc., UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 2004.

4] Araujo, A. C.; Fromentin, G.; Poulachon, G.: Analytical and experimental investigations on thread milling forces in titanium alloy. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v. 67, p. 28-34, 2013.

5] Fromentin, G.; Poulachon, G. Geometrical analysis of thread milling –part 1: evaluation of tool angles. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, v. 49, p. 73-80, 2010A.

6] Fromentin, G.; Poulachon, G.: Geometrical analysis of thread milling –part 2: calculation of uncut chip thickness. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, v. 49, p. 81-87, 2010B.

7] Fromentin, G.; Poulachon, G.: Modeling of interferences during thread milling operation. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, v. 49, no 1, p. 41-51, 2010.

8] Grzesik, W.: Advanced machining processes of metallic materials: theory, modelling and applications, 1a ed., Amsterdan: Elsevier Publisher, 2008.

9] Kline, W. A.; DeVor, R. E.: The effects of run-out on cutting geometry and forces in end milling. International Journal of Machine Tool Design and Research, v. 23, p.123-140, 1983.

10] Koelsch, J. R.: Rosqueamento de alto desempenho. Máquinas e Metais, no 432, p. 20-35, 2002.

11] Rodrigues, M. A.: Visão geral da fabricação de elementos roscados por usinagem. Revista do Parafuso, ed. Milatias, São Paulo, 25a ed., , acesso em 14/11/2011.

12] Sales, W. F.; Becker, G. M.; Alexandre, G.; Jánes, L. Jr.: Dynamic behavior analysis of drill-threading process when machining AISI Al-Si-Cu4 alloy. Int J Adv Manuf Technol, v. 42, p. 873-882, agosto, 2008.

13] Smith, G.: Cutting tool technology. 1a ed., Londres: Industrial Handbook Publisher, 2008.

14] Stephenson, D. A.; Agapiou, J. S.: Metal cutting theory and practice. 1a ed., New York: Editora Marcel, 1996.


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