O processo de microusinagem é semelhante ao processo de usinagem convencional no que diz respeito à cinemática e às características gerais. Suas similaridades permitem a aplicação do conhecimento adquirido na escala macro para a micro. A primeira diferença percebida na redução da escala, porém, é a percepção do operador sobre as condições de corte. Desde a aproximação da peça, que necessita de ampliação ótica e de sensores de contato, até a distinção de situações de instabilidade e esforços excessivos na ferramenta.

Por causa do tamanho minúsculo da ferramenta, é muito difícil perceber as arestas de corte danificadas e até mesmo o eixo quebrado. Muitas horas de usinagem podem ser perdidas se a falha da ferramenta não for detectada a tempo [4]. Portanto, para o controle das condições de operação é necessária muitas vezes a utilização de sensores e equipamentos capazes de detectar sinais relacionados a alguma descontinuidade do processo.

A partir da redução do tamanho das ferramentas de corte e das dimensões da peça de trabalho, surgiu a necessidade do estudo do Efeito de Escala, que é um conjunto de fenômenos capazes de descrever o comportamento de um material durante a fabricação em escala reduzida[2]. Segundo Vollertsen et al[17], este Efeito de Escala pode ocorrer durante a fabricação de qualquer tipo de material, mas é comumente observado em materiais metálicos devido à sua deformação plástica.

O Efeito de Escala em usinagem trata principalmente da relação entre o raio de arredondamento da aresta de corte (re) e a espessura do cavaco indeformado (tc ) e da microestrutura da peça de trabalho. Como, na microusinagem, tc passa a ter a mesma magnitude de re, e muitas vezes re > tc, o ângulo de saída do cavaco passa a ser negativo, o que gera deformações plásticas na superfície da peça que irão comprometer seu acabamento e diminuir a vida útil da ferramenta de corte.

Somado a isto, para que ocorraa formação do cavaco, é necessário que tc seja maior que uma espessura mínima para formação do cavaco (t cm). Isto porque, quando tc < tcm o material é “empurrado” à frente da aresta de corte por um mecanismo conhecido por ploughing ou riscamento, que é um processo de conformação e não de usinagem[12]. Se t c << tcm o cavaco não será formado e a superfície da peça será deformada elasticamente, recuperando sua forma após a passagem da ferramenta[9,16]. Deste modo, a atenção na microusinagem deve ser voltada, no primeiro instante, à medição de re e à determinação de tcm, seguida da seleção adequada dos parâmetros de corte.

A microestrutura tem também um efeito signifi cativo no processo de corte em microescala. Simoneau et al[14] investigaram o efeito de escala e a orientação dos grãos durante o microcorte por meio da modelagem por Elementos Finitos da força na zona primária de cisalhamento. Seu grupo de pesquisa[13] analisou o corte ortogonal em microescala. Os testes foram realizados em aço e os resultados mostraram que as mudanças na formação do cavaco, da condição de contínua para quase extrusão, se deram devido ao tamanho da espessura do cavaco indeformado. Os resultados indicaram que os grãos diferentes formados de perlita e de ferrita desempenham papéis distintos no processo de deformação plástica. Araujo et al[3] estudaram as forças de corte no microfresamento de uma liga de alumínio e os resultados experimentais foram comparados com o modelo mecanicista.

Alguns autores mostraram em seus trabalhos a suposição de não homogeneidade nas propriedades do material da peça de trabalho porque o tamanho do grão é muitas vezes da mesma ordem de grandeza do raio da aresta de corte e, portanto, as propriedades dos grãos podem afetar diretamente as condições de corte[1,6,14]. No entanto, o estudo sobre o efeito de escala, considerando as propriedades do material homogêneo, é importante para re-

Figura 1 – Relação entre a largura de corte ae e ângulo de rotação θ

duzir as condições experimentais e simuladas de microusinagem.

Este artigo apresenta um estudo experimental sobre o microfresamento de um liga de alumínio usando diferentes larguras de corte. Propõe-se reduzir a largura de corte para a análise das forças com o objetivo de observar a influência do mecanismo de plough ing na força total de corte. As forças, a formação de rebarbas, o desgaste e quebra da ferramenta são apresentados.

Força de corte

O conhecimento das forças é fundamental para otimizar a utilização da ferramenta de corte e é muito importante para evitar sua quebra e instabilidade durante a usinagem. Em microfresamento, esses fatores são ainda mais relevantes devido ao elevado custo destas ferramentas. Alguns modelos baseados no meso e no microfresamento são apresentados a seguir.

Modelo geral para força de corte no processo de fresamento

Forças elementares normais e de atrito são necessárias para a determinação das forças de corte considerando uma dada geometria. A abordagem da modelagem mecanicista é uma combinação de métodos analíticos e empíricos em que as forças são proporcionais à área do cavaco[7].

A pressão específica de corte, K n, KF e K z (coefi cientes tangencial, radial e axial) foi mostrada como uma função da espessura do cavaco (t c) no processo de fresamento em mesoescala e é utilizada para o cálculo das forças de corte diferenciais dFn , dF f e dF z em cada posição angular θ da aresta de corte discretizada e proporcional à área de remoção do cavaco dA, como mostrado na equação 1 (pág. 52).

Figura 2 – Áreas de cisalhamento e ploughing quando ae = 2R = D[5]

Figura 3 – Dimensões da minifresa usada nos experimentos

Usando o modelo semiempírico desenvolvido por Tlusty e MacNeil[15] , é possível relacionar as pressões específicas de corte pelos fatores m 1 e m2 obtidos experimentalmente. A área do cavaco é obtida a partir da espessura do cavaco indeformado t c(θ), conhecida como Equação de Martellotti (equação 2).

 

Onde ft é o avanço por dente.

A pressão específica de corte é calculada a partir de um mo-

Figura 4 – Imagem MEV da ferramenta de corte apresentando o raio da aresta de corte e o raio de ponta

delo mecanístico como sendo função da velocidade de corte e da espessura do cavaco indeformado, como apresentado na equação 3:

 

Onde os coeficientes a0, a 1, a 2 e a3 são chamados de coeficientes da energia específica de corte e precisam ser calculados experimentalmente. Estes dependem da ferramenta de corte, do material da peça de trabalho, da velocidade de corte e da espessura cavaco. Os coeficientes são determinados a partir de testes de calibração a partir de uma dada combinação entre a ferramenta e a peça de trabalho.

Força de corte a partir da espessura do cavaco e do raio da aresta de corte

Outros modelos consideram a influência do comprimento da aresta nas forças. As forças diferenciais tangencial, radial e axial podem ser compostas por uma parcela que depende da área de corte e outra que é proporcional a aresta db, como apresentado na equação 4[11].

Onde ktc , krc and k zc são os coeficientes das forças de corte nas direções tangencial, radial e axial, respectivamente, e kte, kre and kze são os coeficientes da aresta de corte na mesma direções.

Figura 5 – Configuração experimental: MiniDyn e componentes da força (a); direção de avanço (b)

Figura 6 – Microusinagem dos canais para diferentes valores de ae

Figura 7 – Forças de corte experimentais

Cálculo da espessura do cavaco adaptado para o microcorte

Bao e Tansel[4] desenvolveram uma expressão mais precisa que a de Matellotti para o cálculo da espessura do cavaco tc(θ) e foi utilizada por Newby et al[10] para calcular a espessura média de corte, como mostrado na equação 5. Esta equação pode ser usada para substituir tc(θ) nas equações 1 ou 4.

Onde z, n e r são a quantidade de dentes, velocidade de rotação e raio da ferramenta, respectivamente.

Cálculo da espessura mínima do cavaco para predição da força de corte

O mecanismo de ploughing prevalece quando a espessura do cavaco indeformado é menor que a espessura mínima para sua formação. Assim, é necessário modelar a força de corte a partir de diferentes abordagens dos modelos convencionais. Liu et al[8] modelaram analiticamente a espessura mínima do cavaco, a temperatura de corte, a tensão e a taxa de deformação simultaneamente, considerando a teoria das linhas de deslizamento e o modelo de Johnson-Cook. Malekian et al[9] apresentaram um modelo analítico a partir da identificação do ponto de estagnação do material da peça de trabalho baseado no raio da aresta de corte (re) e no ângulo crítico (θm) para calcular a tcm, como mostrado na equação 6.

 

O ângulo de estagnação é considerado por Malekian et al[9] como sendo igual ao ângulo de atrito entre o material e a face inclinada. Independentemente dos outros parâmetros envolvidos no processo e o raio de aresta, pode ser medido de pelo fabricante de ferramentas ou com auxílio de microscopia eletrônica.

Uma análise trigonométrica é usada para calcular a largura mínima de corte (a emin), usando as equações 2 e 7, que definem quando o material da peça começa a ser removido. Este cálculo considera o raio da ferramenta (R) e o ângulo de rotação ferramenta (θ m ) para uma largura mínima de corte. A figura 1 (pág. 51) representa a relação entre a largura de corte ae e o ângulo de

Figura 8 – Análise da vista superior da ferramenta de corte após os experimentos

rotação da ferramenta θm para qualquer caso.

O ângulo de rotação assume valores de zero a 2π se houver imersão total da ferramenta na peça de trabalho, ou seja, quando a e = 2R = D. Neste caso, para θ < θm e θ > 2π - θm o processo de fresamento apresenta apenas o mecanismo de ploughing. Quando θm <θ <2π – θm, o processo de corte passa a atuar. Para valores da largura de corte menor do que D, a análise da força de corte deve considerar o impacto do ploughing no processo de usinagem, como mostrado na figura 2 (pág.52).

Figura 9 – Quebra da ponta da ferramenta (a) e (b); EDS da ferramenta (W) e do alumínio acumulado na superfície de corte (c) e (d)

Procedimento experimental

Com o objetivo de analisar as forças de corte envolvidas no processo de microfresamento com diferentes larguras de corte, uma série de experimentos foi realizada.

Peça, ferramenta e parâmetros de corte

O material da peça de trabalho usado nos experimentos foi uma liga de alumínio Al 6351 T6 com as dimensões de 47 x 50 x 15 mm. Foi utilizada uma minifresa com 0,254 mm de diâmetro e 0,762 mm comprimento de corte, como mostrado na figura 3 (pág. 52).

A figura 4 (pág. 52) apresenta imagens das dimensões do ângulo de hélice (β = 30°), do raio de ponta (rp =1,58 mm) e do raio da aresta de corte (re = 0,53 μm) medidas com o auxílio do microscópio eletrônico de varredura (MEV).

A máquina-ferramenta utilizada neste trabalho foi a micro-

Figura 10 – Vista frontal dos canais: canal 1 ae = 0.0318 mm (a); canal 2 ae = 0.0635 mm (b); canal 3 ae = 0.127 mm (c); e canal 4 ae = 0.254 mm (d)

 

fresadora CNC Mini-Mill/GX da Minitech Machinery Coportation. Para a aquisição das três componentes ortogonais da força de corte durante o microfresamento foram utilizados um dinamômetro, um amplificador de sinais, uma placa de aquisição e um microcomputador com software para a leitura de dados.

O dinamômetro utilizado foi da marca Kistler do tipo MiniDyn 9256C2 com cabo de conexão do tipo 1967A. O condicionamento dos sinais das forças de corte adquiridos com o minidinamômetro foi realizado com o auxílio de um amplificador de carga da marca Kistler modelo 5070A10100. Para que o sinal analógico fosse transformado em sinal digital e lido pelo computador foi necessário conectar o amplificador de carga a uma placa de aquisição de sinais. Para isso, foi utilizada uma placa da National Instruments NI USB-6551 e o software LabView Signal Express 2012 para leitura do sinal digital.

Procedimento experimental

Antes de iniciar os experimentos foi necessário preparar a superfície da peça na qual seria realizada a microusinagem dos canais. Esta etapa foi realizada após a fixação da peça no dinamômetro e tem por objetivo garantir que a operação de microfresamento fosse realizada em uma superfície plana. Se a superfície não for perfeitamente

Figura 11 – Início e fim dos canais microfresados: canal 2 ae = 0,0635 mm (a) e canal 4 ae = 0,254 mm (b)

plana a profundidade de corte irá variar durante o processo de corte e os dados da força não poderão ser utilizados para análise.

A preparação da super fície consiste no seu faceamento com uma fresa de topo de metal duro de dois dentes e diâmetro de 3 mm.

Os parâmetros de corte utilizados foram a velocidade de corte de 50 m/min, a velocidade de avanço de 100 mm/min e a profundidade de corte de 0,1mm.

A profundidade de corte axial e o avanço por dente selecionados foram de 50 μm e 2 μm, ou seja, 30 e quatro vezes maiores que o raio de ponta e o raio da aresta de corte, respectivamente. A tabela 1 (pág. 56) apresenta os parâmetros de corte usados nos experimentos.

Figura 12 – Vista lateral da peça de trabalho: ae = 0,0635 mm (a) e ae = 0,254 mm (b)

Inicialmente, foram fresados quatro canais usando imersão total da ferramenta de corte e espaçados de 1,5 mm. Para o planejamento experimental, os valores de ae foram selecionados considerando o diâmetro da ferramenta de corte (D). As larguras de corte usadas para usinar os canais de 1 a 4 foram de 12,5% D, 25% D, 50% D e 100% D, como apresentado na tabela 2 (pág. 58).

O canal 4 permanece com ae = D para comparação com os outros canais, como mostrado na figura 6 (pág. 54). A partir da equação 2 (pág. 52) é possível calcular o valor de θmin = 0,268 rad, considerando t c(θ) = 0,53 μm e ft = 2 μm/dente. A partir das equações 6 e 7 é possível calcular os valores de tcm = 0,02 μm e aemin = 4,57 μm, considerando re = 0,53 μm e R = 127 μm.

Resultados e discussões

Nesta seção são apresentadas as forças de corte, o desgaste da ferramenta e as características da superfície dos canais microfresados.

Forças de corte

As forças de corte experimentais foram obtidas a partir da média de 20 rotações em cada experimento. O sinal da força de corte foi filtrado através de um filtro passa-baixa com a frequência de corte correspondente à da rotação da fresa. A figura 7 (pág. 54) mostra os sinais de força nas direções X e Y. As componentes de força Fx e Fy representam no plano normal a rotação, conforme foi apresentado na figura 5a. O perfil das forças de corte apresenta influência de ruído para todos os canais, especialmente para valores de força de corte com ae < D.

A figura 7 mostra que, para valores de a e muito baixos ou mesmo para imersão total da ferramenta, a relação sinal/ruído é baixa, influenciada ou pela taxa de avanço ou pela velocidade de rotação ou por ambas.

Desgaste da ferramenta

O desgaste e a modificação da geometria da aresta de corte aumentam a vibração durante a remoção de material, induzindo a formação de rebarbas. Após os experimentos verificou-se que a ponta da ferramenta de corte foi quebrada, como mostrado na figura 8a (pág. 55). A figura 8b apresenta a análise EDS (Energy Dispersive Spectroscopy), com pt2 indicando a presença de alumínio na superfície de corte.

Figura 13 – Medida da topografia

As figuras 9a e 9b (pág. 56) apresentam a quebra da ponta da ferramenta em 0,0025 mm. As figuras 9c e 9d mostram o EDS no ponto pt2 e pt3, indicando o tungstênio e a presença de alumínio na ferramenta.

Características dos canais microfresados

A figura 10 (pág. 56) mostra os quatro canais usinados com a variação da largura de corte. Os canais 1, 2 e 3 apresentaram bom acabamento superficial, enquanto o canal 4 (a e = D = 0.254 mm) apresentou grande ocorrência de rebarbas laterais.

A figura 11 (pág. 58) apresenta a vista superior dos canais 2 e 4 no início e fim do corte. É possível observar a formação predominante de rebarba de topo para o canal 4. A quebra da ponta da ferramenta, a adesão de alumínio na superfície de corte e a seleção dos parâmetros podem ser os causadores destas rebarbas.

A figura 12 (pág. 59) apresenta a vista lateral dos canais 2 e 4, no início do corte do canal. O canal 4 mostra ae = 0,230 mm, embora o diâmetro da ferramenta seja 0,254 mm, e este valor pode ser influenciado pela presença de rebarbas. O canal 2 mostra ae = 0,292 mm, por isso a diferença entre as duas larguras de corte é 0,0621 mm. Este resultado mostra que a quebra da ponta da ferramenta não prejudicou a usinagem do canal.

A figura 13 apresenta a topografia de cada canal. Os canais 1, 2, 3 e 4 apresentaram a altura média aritimética (Sa) de 0,252 μm; 0,172 μm; 0,156 μm e 0,170 μm; respectivamente. Estes resultados mostram que, para maiores valores da largura de corte obtidos em etapas distintas, tendem a aumentar os valores de Sa.

Conclusão

Neste artigo foram apresentadas as forças de corte, as condições da ferramenta e as características do canal microfresado em função da variação da largura de corte (ae). A largura mínima de corte calculada foi de 4,57 μm e neste trabalho foram usados valores entre 254 μm e 32 μm. No entanto, os perfis da força de corte apresentaram maior interferência de ruídos para maiores valores de a e, indicando a necessidade do aumento da taxa de amplificação dos sinais.

Verificou-se a quebra da ponta da ferramenta, que pode ser consequência dos parâmetros de corte selecionados ou do comprimento da superfície usinada. Esta foi de 350 mm, somando a microusinagem dos canais e a variação da largura de corte.

Os canais microfresados mostraram boa qualidade superficial quando a largura de corte selecionada foi menor do que o diâmetro da ferramenta. Quando a largura de corte foi igual ao diâmetro, houve grande formação de rebarbas ao longo de todos os canais, podendo ser influenciada pela quebra da ponta da ferramenta. Assim, a partir das condições apresentadas no presente trabalho, é recomendada a usinagem do canal com uma ferramenta de diâmetro menor ao do projeto original e, em seguida, a usinagem com a variação da largura de corte para o acabamento final.

Os trabalhos futuros visam o desenvolvimento de um modelo que considera as diferentes trajetórias da aresta de corte na peça de trabalho, identificando a atuação do mecanismo de ploughing e do mecanismo de corte durante o microfresamento. Para este trabalho será utilizado um equipamento com maior taxa de amplificação, o que permitirá a aquisição adequada dos sinais da força de corte para menores valores de avanço por dente e de largura de corte.

Referências

1. Afazov, S. M.; Zdebski, D.; Ratchev, S. M.; Segal, J.; Liu, S.: Effects of micro milling conditions on the cutting forces and process stability. Journal of Materials Processing Technology, v. 213, p. 671- 84, 2013.
2. Aramcharoen, A.; Mativenga, P. T.: Size effect and tool geometry in micromilling of tool steel. Precision Engineering, v. 33, p. 402-407, 2009.
3. Araujo, A. C.; Mougo, A. L.; Campos, F. O.: Micro milling forces on machining aluminum alloy. In 8th International Conference on MicroManufacturing – ICOMM2013. Victoria, Canadá, 2013.
4. Bao, W.; Tansel, I.: Modeling micro-end-milling operations. part i: analytical cutting force model. International Journal of Machine Tools and Manufacture, v. 40, no. 15, p. 2.155-2.173, 2000.
5. Bayesteh, A.; Gym, D.; Jun, M. B. G.: 2-Dimensional ploughing simulation model development in micro flat end milling. In 8th International Conference on MicroManufacturing – ICOMM2013. Victoria, Canadá, 2013.
6. Câmara, M.; Rubio, J. C.; Abrão, A.; Davim, J.: State of the art on micro milling of materials, a review. Journal of Materials Science & Technology, v. 28, no 8, p. 673-685, 2012.
7. Kline,W.; DeVor, R.; Lindberg, J.: The prediction of cutting forces in end milling with application to cornering cuts. International Journal of Machine Tool Design and Research, v. 22, no 1, p. 7-22, 1982.
8. Liu, X.; Devor, R. E.; Kapoor, G.: An analytical model for the prediction of minimum chip thickness in micromachining. Transactions of the American Society of Mechanical Engineers (ASME), v. 128, p. 474-481, 2006.
9. Malekian, M.; Mostofa, M.; Park, S.; Jun, M.: Modeling of minimum uncut chip thickness in micro machining of aluminum. Journal of Materials Processing Technology, v. 212, no 3, p. 553-559, 2012.
10. Newby, G.; Venkatachalam, S.; Liang, S. Y.: Empirical analysis of cutting force constants in micro-endmilling operations. Journal of Materials Processing Technology, v. 192-193, p. 41-47, 2007.
11. Pérez, H.; Vizán, A.; Hernandez, J.; Guzmán, M.: Estimation of cutting forces in micromilling through the determination of specific cutting pressures. Journal of Materials Processing Technology, v. 190, p. 18-22, 2007.
12. Ramos, A. C.; Autenrieth, H.; Strauß, T.; Deuchert, M.; Hoffmeister, J.; Schulze, V.: Characterization of the transition from ploughing to cutting in micro machining and evaluation of the minimum thickness of cut. Journal of Materials Processing Technology, v. 212, no 3, p. 594- 00, 2012.
13. Simoneau, A.; Ng, E.; Elbestawi, M.: Chip formation during microscale cutting of a medium carbon steel. International Journal of Machine Tools and Manufacture, v. 46, no 5, p. 467-481, 2006.
14. Simoneau, A.; Ng, E.; Elbestawi, M.: Grain size and orientation effects when microcutting (AISI) 1045 steel. Anais do CIRP, Manufacturing Technology, v. 56, no 1, p. 57-60, 2007.
15. Tlusty, J.; MacNeil, P.: Dynamics of cutting in end milling. Anais do CIRP, v. 24, p. 213-221, 1975.
16. Vogler, M. P.; Kapoor, S. G.; DeVor, R. E.: On the modeling and analysis of machining performance in microendmilling, part ii: Cutting force prediction. Journal of Manufacturing Science and Engineering, v. 126, p. 695-705, 2004.
17. Vollertsen, F.; Biermann, D.; Hansen, H.; Jawahir, I.; Kuzman, K.: Size effects in manufacturing of metallic components. Anais do CIRP, Manufacturing Technology, v. 58, no 2, p. 566-587, 2009.