IC Lucas Relato...s do creem 2012 - creem 2012 art comp 14770315708 pdf

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(Parte 1 de 2)

XIX Congresso Nacional de Estudantes de Engenharia Mecânica - 13 a 17/08/2012 – São Carlos-SP Artigo CREEM2012

Lucas Guedes de Oliveira¹

UNIFEI, Universidade Federal de Itajubá, Curso de Engenharia de Produção lucas.guedesoliveira@hotmail.com

Solidônio Rodrigues de Carvalho²

²UFU, Universidade Federal de Uberlândia - FEMEC, Faculdade de Engenharia Mecânica

Campus Santa Mônica - Av. João Naves de Ávila, 2160. Bairro Santa Mônica - CEP 38400-902 – Uberlândia – Minas

Gerais srcarvalho@mecanica.ufu.br

Sandro Metrevelle Marcondes de Lima e Silva³ metrevel@unifei.edu.br

João Roberto Ferreira³ jorofe@unifei.edu.br

³UNIFEI, Universidade Federal de Itajubá - IEM, Instituto de Engenharia Mecânica Campus Prof. José Rodrigues Seabra - Av. BPS,1303. Bairro Pinheirinho - CEP 37500-903 – Itajubá – Minas Gerais

Rogério Fernandes Brito¹

¹UNIFEI, Universidade Federal de Itajubá

Campus Avançado de Itabira - Rua Irmã Ivone Drumond, 200. Bairro Distrito Industrial I - CEP 35903-087 – Itabira –

Minas Gerais rogbrito@unifei.edu.br

Introdução

As ferramentas de corte, apesar de serem fabricadas com inúmeros diferenciais, são, na maioria das vezes, agrupadas de acordo com a necessidade do cliente para a usinagem de peças. Desse modo, a presença ou ausência de revestimento exibe peculiaridades dentro da classificação mencionada, uma vez que acrescentam propriedades importantes à ferramenta e garantem a produtividade exigida para o processo de usinagem. Sob esse aspecto, o estudo sobre os revestimentos é muito útil na análise do fluxo de calor gerado em ferramentas de corte, visto que o comportamento da ferramenta ao ser submetida ao processo para o qual é destinada na usinagem de materiais difere, em muito, nos dois casos apresentados: necessidade de revestimentos e casos em que estes ainda não são utilizados. Isso porque, analítica e praticamente, um revestimento em uma ferramenta de corte pode melhorar significativamente seus desempenho e durabilidade.

Para casos como esse que envolvem o uso e a aplicação de revestimentos em ferramentas de corte e outros em que tal técnica não é utilizada (como referido anteriormente), muitos estudos são apresentados no âmbito científico na análise da transferência de calor. Carvalho et. al. (2006) analisou as altas temperaturas geradas na interface de “cavaco-ferramenta” durante o processo de usinagem. Em seu trabalho, assim, o autor contemplou o desenvolvimento de um modelo térmico tridimensional transiente com vista para o conjunto “ferramenta, calço e porta-ferramenta”. E, ao contrário de muitos pesquisadores, Carvalho et. al.(2006) desenvolveu um código computacional próprio. Huang et. al. (2007) realizaram experimentos utilizando-se de ferramenta de corte de titânio. Dada a impossibilidade de se mensurar a temperatura na interface de corte da ferramenta, foram aplicadas técnicas para estimação do fluxo de calor ao longo da superfície de corte, considerando-se as temperaturas medidas na ferramenta em estudo. Huang e Chaing (2008), semelhantemente aos autores supracitados, utilizaram-se do Steepest Descend Method na formulação do problema inverso aplicado a geometrias em três dimensões de análise. No entanto, como subprograma para solução do problema estabelecido, os pesquisadores empregaram o pacote comercial CFD-RC® . O objetivo do trabalho, sob esses termos, foi definido para a determinação das variáveis desconhecidas por meio da simulação da temperatura medida na superfície da geometria. Brito et. al. (2009) estudaram a influência do calor em ferramentas de corte em vista da variação de espessura do revestimento e do fluxo de calor. Como conseqüência da análise da influência do fluxo de calor e da variação de espessura dos revestimentos no campo de temperatura na interface “cavaco-ferramenta”, enfim, os autores perceberam que tais revestimentos não influenciam na diminuição de temperatura. Samadi et. al. (2011), estimaram o fluxo de calor para ferramentas modeladas em três dimensões. Por meio do método da função especificada sequencial (sequential function specification method), os autores puderam realizar o estudo partindo do tempo em que os valores do fluxo de calor eram implementados sequencialmente na superfície definida como “superfície ativa”.

O objetivo do presente trabalho é fazer um estudo numérico para obtenção do campo de temperatura em ferramentas de corte na região do conjunto “ferramenta, calço e porta-ferramenta” durante o processo de usinagem. No processo de análise dos dados, assim, são utilizados os pacotes comerciais AutoCAD® e

SolidWorks® . Além disso, para a obtenção do campo de temperatura na ferramenta, utiliza-se o pacote comercial ANSYS® Academic Research, v. 14. Na simulação do presente trabalho, então, é tomada, primeiramente, uma ferramenta de corte sem revestimento e conduzido um estudo voltado para a solução de um problema direto estabelecido, considerando-se uma geometria tridimensional com dimensões caracterizadas por sua proximidade com as observadas no caso real. Em continuidade ao presente trabalho, serão realizados estudos futuros voltados para técnicas de problema inverso; sendo este primeiro, uma introdução ao estudo numérico proposto.

Metodologia Inicialmente, foram adotados dados experimentais obtidos do trabalho realizado por Carvalho (2005) – e, Carvalho et. al. (2006). Na ocasião dos experimentos, o autor utilizou-se de ferramenta de corte de metal duro de dimensões (1,27 x 1,27 x 0,47).10-2 m para a validação numérica de seu trabalho (isto é, experimento controlado em laboratório com a ferramenta citada seguido da simulação numérica considerando o conjunto ferramenta, calço e porta-ferramenta). A partir disso, então, foram utilizadas tais dimensões no presente trabalho com o objetivo de se fazer a análise computacional proposta e a validação numérica da metodologia utilizada com vista para a maior proximidade possível com o caso real. A ferramenta considerada, submetida, assim, à usinagem no trabalho do autor supracitado, apresentou, na ocasião mencionada, uma região de desgaste evidenciada por uma modificação na sua aparência. Essa região, como descrita, é mostrada na Fig. 1. Nela, são exibidas parte da ferramenta e a região desgastada sob um ângulo fotográfico escolhido pelo pesquisador (a). Uma vez obtida a imagem apresentada na Fig. 1(a), então, esta foi inserida por Carvalho (2005) em um pacote comercial capaz de evidenciar a região de desgaste da ferramenta, estabelecer seus limites e medir um de seus segmentos (LabView®). Dessa maneira, estes dados foram também computados para aplicações futuras no presente trabalho. A Figura 1(b), além de conter os elementos gráficos citados (preenchimento da região e limitações da ferramenta no trecho considerado), disporia (no pacote comercial citado), em milímetros, do valor do referido segmento (realçado em vermelho), expresso por (0,520819).(10-3m). Em virtude das vantagens operacionais e dos recursos proporcionados pelo pacote comercial AutoCAD® , a Fig. 1(b) foi utilizada como subsídio para delimitação gráfica da região desgastada na ferramenta de corte. Assim, a geometria foi inserida na plataforma ICEM CFD da ANSYS® .

Através dela, então, foi possível gerar a malha (isto é, discretizar a geometria ou, dividir o desenho em vários elementos tetraédricos) e com auxílio do ANSYS CFX® realizar a simulação numérica.

(a)(b)

Figura 1 – Região de desgaste da ferramenta de corte: (a) Imagem de parte da ferramenta usada (b) Destaque da região de desgaste por meio de um pacote comercial empregado. Fonte: Carvalho, 2005.

Descrição do Problema Para o caso em estudo, foram assumidas as propriedades do conjunto analisado conforme o trabalho de

Carvalho (2005). Essas propriedades são: para ferramenta e calço de metal duro (Classe K10) - massa específica ρ = 14.900 kg m-3; calor específico Cp = 332,45 J kg-1 K-1; condutividade térmica k = 43,1 W m-1 K-1; para porta-ferramenta de metal duro (ISO CSBNR 20K12) - ρ = 7.850 kg m-3; Cp = 486,126 J kg-1 K-1; k = 49,8 W m-1 K-1 [Carvalho et. al. (2006)]. Assim, conhecidos esses valores, avalia-se, também, a geometria utilizada.

Essa geometria, desse modo, é mostrada na Fig. 2. Por meio dela, pode-se observar a interface de contato ferramenta-peça-de-trabalho evidenciada por um desenho característico que representa essa área de desgaste.

A Figura 3 mostra a malha computacional desenvolvida na simulação numérica do presente trabalho.

Constituída de 1.645.401 elementos tetraédricos e 271.628 pontos nodais, pode-se visualizar, através dela, detalhes da interface cavaco-ferramenta (ou, interface de contato), onde se fez o refinamento da malha a fim de se garantir melhores resultados visto que se trata da região de maior gradiente de temperatura [Carvalho et. al., 2006]. A área correspondente a essa região foi obtida para as seguintes condições de corte (segundo dados experimentais de usinagem de Carvalho, 2005): avanço de 0,132 m/rot; rotação de 360 rpm; profundidade de corte de 3,0 m; comprimento usinado de 7 m; diâmetro inicial de 7 m; e velocidade de corte de 135,47 m/min.

(a)(b)

Figura 2 – Conjunto ferramenta de corte, calço e suporte: (a) Detalhe da ferramenta de corte e sua interface de contato (b) Vista geral do conjunto.

(a)(b) (c)

Figura 3 – Malha tetraédrica típica utilizada: (a) Vista geral (b) Vista, em detalhe, da ferramenta de corte (c) Detalhe da região da interface “cavaco-ferramenta”

Hipóteses do Problema As seguintes hipóteses foram consideradas no presente estudo: domínio geométrico tridimensional; regime transiente; ausência de modelos de radiação; as propriedades térmicas tais como a massa específica ρ, a condutividade térmica k e o calor específico Cp são independentes da temperatura e elas são uniformes para cada elemento sólido; existe um contato térmico perfeito e nenhuma resistência térmica de contato existe entre os elementos sólidos; a condição de contorno de fluxo de calor q(t) é uniforme e variável no tempo; as condições de contorno do coeficiente de transferência de calor h e da temperatura ambiente T∞ são constantes e também conhecidas [Incropera, 2008]; não existe nenhuma geração de energia interna nos sólidos envolvidos.

Equacionamento Geral A equação governante da conservação de energia, dependente do tempo e na forma dimensional, é dada por:

DTC+∇=, (em Ωi, para t > 0),(1)

onde µ é a viscosidade dinâmica (N s m-2), D/Dt é a derivada substancial, ∇2 é o operador Laplace e Φ é o termo de dissipação viscosa [Huang e Chen, 2000]. Mediante as considerações apresentadas anteriormente no item anterior, é descrita na forma de derivadas parciais, sendo dada pela equação da difusão de calor tridimensional e transiente, como sendo:

sendo i = 1, 3, com i = 1 para a ferramenta de corte; i = 2 para o calço da ferramenta e i =3 para o suporte do conjunto.

Condições Iniciais e Condições de Contorno

A simulação numérica da transferência de calor por condução no conjunto do presente trabalho, em um dado processo de usinagem, é realizada na temperatura ambiente, assumindo conhecidas as temperaturas iniciais de cada elemento sólido. O presente modelo térmico está sujeito às seguintes condições iniciais e de contorno:

i) Condições iniciais de Cauchy, descrevendo os estados térmicos dos sólidos:

, (em Ωi, com i = 1, 3, para t = 0),(3)

sendo Ti a temperatura inicial (ºC) e T∞ a temperatura do meio externo (ºC). No modelo proposto, três tipos de condições de contorno são aplicadas: condição de Neumann ou condição de contorno de segundo tipo, sendo − q0 = − k (∂T/∂η), onde η é a normal externa ao contorno e q0 é o fluxo de calor (W m-2); condição de

Fourier ou condição de contorno de terceiro tipo, sendo − k (∂T/∂η) = h (T – T∞); condição de quarto tipo quando os domínios Ωi de cada elemento sólido, com diferentes condutividades térmicas, estão em contato

(superfície em comum), isto é,

i) Condições de contorno:

Tk q(t), (na região de desgaste, para t > 0),(4)

onde q(t) é o fluxo de calor uniforme e variável (W m-2), gerado devido ao contato com a ferramenta de corte e o cavaco, sendo que esse é de valor conhecido a partir de um experimento realizado por Carvalho (2005) e Carvalho et. al. (2006) como mostrado na Fig. 3 (c).

, (em Ωi, exceto na área de desgaste, para t > 0), (5)

onde ∂T/∂η é a derivada ao longo da direção normal da superfície de cada elemento sólido, em contato com o meio ambiente. Na interface de cada elemento sólido aplica-se a condição de fluxo conservativo, como sendo:

, (em C, para t > 0),(6)

Método Numérico A solução das equações de conservação que regem o problema físico do presente trabalho, em regime não permanente, utiliza o Método de Volumes Finitos (MVF) através do pacote comercial da ANSYS® .

Sobre os conceitos envolvidos pelo MVF, podem ser encontrados mais detalhes no trabalho de Barth e Ohlberger (2004), que exploram as técnicas de discretização, técnicas de aproximação das integrais, critérios de convergência e estabilidade do cálculo.

Validação Numérica O presente trabalho utiliza os resultados experimentais e numéricos de Carvalho (2005) e Carvalho et.

al. (2006) a fim de se fazer uma comparação com os resultados obtidos pelo pacote comercial utilizado. Carvalho (2005) realizou um experimento em condições controladas, no qual foi empregada uma ferramenta de corte de metal duro ISO K10 de dimensões 12,7 (10-3m) x 12,7 (10-3m) x 4,7 (10-3m). Os resultados obtidos desta validação foram apresentados por Brito et. al. (2009). Uma vez realizada a validação [Brito et. al. (2009)] com dados experimentais e numéricos de Carvalho (2005) e Carvalho et al (2006), o modelo térmico e a solução numérica do problema de usinagem proposto no presente trabalho, utilizando ferramentas de metal duro Sandvik Coromant ISO K10, incluindo o calço e o porta ferramenta, foram concluídos. O fluxo de calor transiente q(t) (Fig. 6), estimado numericamente por Carvalho (2005), foi utilizado para a obtenção dos resultados do presente trabalho. A seguir, são apresentados os resultados obtidos numericamente da simulação térmica do conjunto (problema direto).

Análise dos Resultados

Com as simulações numéricas realizadas no presente trabalho, verificou-se que os maiores gradientes de temperatura, na ferramenta de corte, ocorreram para o tempo de aproximadamente 59 (s), apresentando valores de temperatura de aproximadamente 140 (ºC). No presente trabalho, então, foram considerados:

temperatura ambiente T∞ = 24,1 (ºC); e coeficiente de transferência de calor por convecção h = 20 (W m-2 K- 1) [Yen et. al., 2003], os quais favoreceram consideravelmente a dissipação da taxa de transferência de calor na ferramenta, fazendo com que a temperatura caísse de aproximadamente 140 (ºC) até 98 (ºC) no instante final 76 (s). O objetivo principal do presente trabalho é obter o campo de temperaturas do conjunto ferramenta, calço e porta-ferramenta, com vista para a identificação dos maiores gradientes de temperatura a partir de dados experimentais conhecidos da literatura. A Figura 4(a) apresenta o caso real assumido inicialmente como subsídio para a análise proposta. O modelamento dessa ferramenta, utilizando-se de pacotes comerciais CAD/CAE, assim, é mostrado na Fig. 4(b). Foram utilizadas, para esse modelamento, 201 isotermas (ou, contornos); o instante de tempo em que foi apresentado o campo de temperatura foi de 62 (s); a temperatura mínima para esse instante foi de 24,16(ºC) e a máxima de 373,4(ºC). Em detalhe desta ferramenta, por fim, verifica-se a Fig. 4(c), na qual é possível observar que os maiores gradientes de temperatura ocorrem na região mais próxima do contato cavaco-ferramenta (região evidenciada em vermelho). Os gráficos mostrados na sequência, contemplam duas curvas, através das quais se comparam os dados de temperaturas numérica e experimental – Fig. 5. Observa-se também o fluxo de calor adotado (Fig. 6). Assim, na primeira figura, nota-se um desvio ocorrido em vista do distanciamento entre as curvas. Esse distanciamento se deve a fatores comentados no tópico final. Na Figura 7, é exibido o ponto de monitoramento da temperatura, de modo a evidenciar sua distância em relação à superfície de contato

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