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Congresso 
  
Por Otimização Computacional 
  
Washington Souza 
email: washingtonnery@ig.com.br
  
José Eduardo Ferreira De Oliveira 
  
Anna Carla Araujo 
  
  
  
  
  
  
  
  
AVALIAÇÃO EXPERIMENTAL DE UM TORNEAMENTO CILÍNDRICO EXTERNO PARAMETRIZADO

Keywords: torneamento, otimização, forças de usinagem, rugosidade de superfície turning, optimization, machining force, surface roughness

Resumo: O programa computacional "Sistema de Gerenciamento de Fabricação" (

INTRODUÇÃO

Atualmente, a concorrência acirrada no setor de usinagem está gerando a necessidade constante de aperfeiçoamento e otimização nos processos fabris. Nessa dinâmica, onde o tempo e o custo de fabricação passam a ser determinísticos, buscam-se soluções para otimização de processos de usinagem, sem perder o foco na qualidade do produto fabricado. A motivação para esta linha de pesquisa está na necessidade de utilizar os resultados de uma usinagem, otimizada computacionalmente, para o aprimoramento do processo, tornando possível determinar a posição limite entre o menor custo possível e o aproveitamento máximo dos recursos da máquina-ferramenta e da ferramenta de corte. [START_REF] Coppini | Procedimento para Otimização das Condições de Usinagem para Aplicação em chão de Fábrica[END_REF] realizou um estudo sobre a otimização das condições de usinagem voltado diretamente para o ambiente de chão de fábrica, mostrando que a metodologia de otimização traz uma significativa racionalização no processo no âmbito fabril com aumento de produtividade e redução de custos.

Diversos estudos foram feitos visando a otimização do torneamento em vários materiais e a sua influência sobre o acabamento superficial. Um estudo da minimização do custo de usinagem por torneamento de aço ABNT 52100, utilizando-se a metodologia de superfície de resposta foi realizado por [START_REF] Mendes | Estudo da minimização do custo de usinagem por torneamento do aço ABNT 52100 utilizando-se a metodologia de superfície de resposta[END_REF], considerando a vida da ferramenta e o acabamento superficial da peça. Seus resultados indicam que a minimização do custo é obtida com as maiores velocidades de corte utilizadas no seu experimento, com maiores taxas de remoção de material, na faixa de variação da rugosidade média da superfície entre 0,3 e 0,65 μm. [START_REF] Davim | A note on the determination of optimal cutting conditions for surface finish obtained in turning using design of experiments[END_REF] fez um estudo que verifica a influência das condições ótimas de usinagem no acabamento superficial de peças torneadas que indica a velocidade de corte exercendo grande influência na rugosidade média da superfície e a profundidade de corte não exercendo influência significativa. Diversos outros estudos foram realizados visando a melhoria da usinagem através do seu monitoramento. Pode-se citar como exemplo: [START_REF] Shinno | Sensor-less Monitoring of Cutting Force during Ultraprecision Machining[END_REF] no monitoramento de forças em usinagem de alta precisão; [START_REF] Jun | Evaluation of a spindle-based force sensor for monitoring and fault diagnosis of machining operations[END_REF] na avaliação de um sensor de força para o monitoramento e diagnóstico de falhas de usinagem; [START_REF] Kang | A monitoring technique using a multi-sensor in high speed machining[END_REF] no desenvolvimento de uma técnica de monitoramento usando um sensor múltiplo em usinagem de alta velocidade; e a hierarquia ideal de controle de força-posição-contorno de processos de usinagem estudada por [START_REF] Tang | Hierarchical optimal force-position-contour control of machining processes[END_REF].

Neste artigo, o objetivo é analisar as forças de corte e a rugosidade média da superfície R a em uma operação de torneamento cilíndrico externo, com parâmetros de corte otimizados com o auxilio de um programa de computador. Além do monitoramento de forças, a rugosidade total de superfície R t também será avaliada, acrescentando informações para a comparação entre o valor teórico da rugosidade média da superfície responsável pela determinação do avanço máximo permitido no SGF e a rugosidade média da superfície alcançada na usinagem.

O PROGRAMA COMPUTACIONAL (SGF)

No primeiro estágio de projeto de um componente, o projetista imagina o produto como sendo "ideal", ou seja, um objeto fabricado na forma e dimensões que ele definiu. Os processos de fabricação produzem elementos mecânicos com variações ao longo da superfície, alterando tanto a forma quanto a medida daquela definida no projeto. Estas variações são acrescidas ao desenho de projeto, através das tolerâncias dimensionais, geométricas e rugosidade superficial, definindo aquelas que não comprometem o funcionamento do elemento com as demais peças. Para minimizar problemas decorrentes do processo dentro do contexto de alta produtividade e mínimo custo de fabricação, estabeleceuse um elo entre as fases de projeto, fabricação e medição. Essa integração é apresentada por [START_REF] Wang | Decision Rules for Workpieces based on Total Uncertainty[END_REF], através de um Sistema de Especificação Geométrica do Produto (GPS -Geometrical Product Specification).

Dentro desta conjuntura, [START_REF] Oliveira | Desenvolvimento de um programa computacional para a integração de dados de projeto, fabricação e medição de peças torneadas com ênfase na síntese de tolerâncias dimensionais determinísticas[END_REF] desenvolveu um programa computacional chamado de Sistema de Gerenciamento da Fabricação -SGF, desenvolvido em VBA (Visual Basic for Application) capaz de integrar as três etapas de obtenção de um produto: o projeto, a fabricação (por usinagem) e a medição, em três módulos com essas respectivas etapas. Com relação ao módulo de fabricação, deseja-se determinar os parâmetros ótimos de fabricação (avanço, velocidade de corte e profundidade de corte), além do estabelecimento da ferramenta e do porta-ferramentas, considerando-se a condição de mínimo custo ou a de máxima produção. Inicialmente, deve-se inserir alguns dados, tais como: as dimensões iniciais e finais da peça a ser fabricada; a rugosidade superficial; a potência e o rendimento da máquina-ferramenta; os parâmetros de Kienzle; dados de custo, como por exemplo, o salário homem, o salário máquina e os custos gerais indiretos; a geometria da ferramenta de corte, etc. Em seguida, são obtidos os parâmetros da fórmula expandida de Taylor, através de um banco de dados anexado ao SGF, informando o tipo de ferramenta e o material do corpo de prova a ser utilizado. O banco de dados fornece os fatores empíricos C, E, F e G da fórmula expandida de Taylor que são inseridos neste módulo, de acordo com a Fig. (1). O desgaste de flanco da ferramenta de corte é definido a partir da tolerância dimensional, do tipo de usinagem (desbaste ou acabamento) e do material da pastilha de corte. O programa determina o avanço máximo permitido com base no parâmetro de rugosidade média da superfície R a , de acordo com a Eq. ( 1) [START_REF] Cassier | Critérios de optimización de parâmetros de corte en el torneado de piezas utilizando sistemas CAD-CAM[END_REF] e do fator limitante da espessura do cavaco, conforme a Eq. ( 2) [START_REF] Junior | Determinação das condições otimizadas de usinagem com aplicação em torneamento[END_REF].

 r R f a   
) 1000 / ( 31 max [START_REF]Centro Federal de Educação Tecnológica Celso Suckow da Fonseca -CEFET/RJ UnED Nova Iguaçu, Estrada de Adrianópolis[END_REF] onde max f é o avanço máximo permitido em mm/rot, R a em m e  r = raio de arredondamento da ponta da ferramenta em mm. A Equação (2) determina o valor do avanço máximo permitido em função do fator empírico limitante da espessura do cavaco GF h , do raio de arredondamento r e e do ângulo de posição de ferramenta .

  sen r GF f h   max (2)
O SGF no entanto, não leva em consideração as influências das forças estáticas e seus efeitos na rugosidade superficial. As forças aplicadas ao elemento usinado provocam deformação e deflexão na peça, o que pode comprometer o resultado final da operação.

FORÇAS DE CORTE NO TORNEAMENTO

O estudo das forças atuantes na cunha de corte da ferramenta no torneamento possibilita estimar a potência necessária para o corte, além de se saber quais forças atuam sobre o torno e as suas influências no desgaste da ferramenta de corte [START_REF] Machado | Teoria da Usinagem dos Materiais[END_REF]. A Força de usinagem F, representada na Fig. [START_REF]Av. Maracanã, 229 -Maracanã -Rio de Janeiro -RJ -Brasil -CEP[END_REF] por um vetor, pode ser decomposta em três componentes, em uma base orientada seguindo as direções de corte e de avanço. São elas: Força principal de corte F c , Força de avanço F f e Força passiva ou de profundidade F p . Alguns modelos consideram que o módulo destas componentes varia de acordo com a área da seção do cavaco A D em uma relação quase linear, principalmente quando se analisa a força de corte [START_REF] Machado | Teoria da Usinagem dos Materiais[END_REF]. A força de usinagem é dada pela Eq. ( 3), onde k s é a pressão especifica do par de material e ferramenta, a p é a profundidade de corte e f é a velocidade de avanço.

f a k A k F p s D s . . .      (3)
A força de usinagem F, escrita na equação acima, apresenta uma pressão específica em cada direção das direções ativas de corte (k c na direção de corte, k f na direção de avanço). Estas forças podem ser medidas por um dinamômetro orientado segundo as direções de corte e avanço no torneamento e a pressão específica média calculada experimentalmente (Eqs. 4 e 5).

F c = k c .A D (4) F f = k f .A D (5)
Diversos autores modelaram a pressão especifica de corte e um dos mais antigos e ainda utilizados na literatura nacional é o modelo de Kienzle [START_REF] Machado | Teoria da Usinagem dos Materiais[END_REF], que fornece valores aproximados e generalizados de k (Eq. 6).

Z s s k k k    1 1 . | | (6)
Os valores de |k s | e (1-Z) são obtidos de forma experimental, mediante ensaios feitos para cada material específico.

Figura 2. Torneamento cilíndrico externo (ISO 3002/4, 1984)

Neste estudo, espera-se que a diferença entre a força de usinagem esteja estabilizada após o momento do inicio do corte. Com isso é avaliada a influencia desta força e de suas componentes na rugosidade de superfície para acrescer esta informação ao programa SGF.

RUGOSIDADE DE SUPERFÍCIE

A rugosidade de uma superfície é determinada de acordo com a forma como é feita sua medição. No Brasil, a ABNT -Associação Brasileira de Normas Técnicas -adotou o sistema da "Linha Média" (M). Este é o sistema mais utilizado em todo o mundo. No sistema "M" todas as grandezas de medição são definidas a partir de uma linha paralela à direção geral do perfil, no comprimento de amostragem, linha esta que divide o perfil de rugosidade de modo que o somatório das áreas dos picos seja igual ao somatório das áreas dos vales.

Segundo [START_REF] Almeida | Investigação de desvios geométricos no alargamento de ferro fundido com ferramentas revestidas[END_REF], A rugosidade superficial desempenha um papel importante no comportamento dos componentes mecânicos, influindo na resistência ao desgaste, no ajuste forçado de acoplamentos, na resistência à corrosão e à fadiga, no escoamento dos lubrificantes e na aparência da peça.

Um dos diversos parâmetros que quantifica a rugosidade de superfície é a Rugosidade R a (roughness average) que significa rugosidade média, ou seja, é a média aritmética dos valores absolutos das ordenadas de afastamento yi dos pontos do perfil de rugosidade em relação à linha média, dentro do percurso de medição (Fig. 3).

Outro parâmetro de medição da rugosidade de superfície é a Rugosidade total R t (Fig. 3), que corresponde à distância vertical entre o pico mais alto e o vale mais profundo no comprimento de medição (lm), independentemente dos valores de rugosidade parcial. Figura 3. Rugosidades R a e R t [START_REF] Almeida | Investigação de desvios geométricos no alargamento de ferro fundido com ferramentas revestidas[END_REF] Para a operação de torneamento [START_REF] Machado | Teoria da Usinagem dos Materiais[END_REF], os parâmetros R a e R t podem ser calculados teoricamente. Este cálculo é uma aproximação que despreza outros fatores como vibração e desgaste das arestas de corte, por exemplo. Quando o avanço é menor que o raio de arredondamento da ponta da ferramenta (r  ). O valor teórico de R a pode ser calculado através da Eq. ( 1), enquanto que o valor teórico de R t é expresso, em mm, pela Eq. ( 7):

 r f R t 8 2  (7)
As equação acima também permite a determinação do valor teórico de avanço máximo da ferramenta de corte em função de um valor de rugosidade total de superfície pré-estabelecido.

MATERIAIS E MÉTODOS

Com o objetivo experimental de avaliar o impacto do aumento da profundidade de corte e, consequentemente, o aumento da área de corte e da força de corte na rugosidade superficial, foram feitos testes com monitoramento do deslocamento do corpo de prova e das forças exercidas pela ferramenta na peça nos eixos x, na direção da força passiva, e y na direção da força de corte. Foram feitos cinco experimentos, com os corpos de prova escolhidos aleatoriamente entre os disponíveis.

Dimensões do corpo de prova, máquina-ferramenta e ferramenta

O material utilizado para a usinagem neste trabalho é o aço ABNT 1020 para confecção dos corpos de prova tem seção redonda com diâmetro de 1" (25,4 mm), produzida por laminação. A barra foi cortada em tarugos, que foram préusinados com dimensões apresentadas na Fig. [START_REF]Programa de Engenharia Mecânica -Poli/COPPE/UFRJ[END_REF]. A ferramenta de corte selecionada foi a pastilha de metal duro DCMT 11 T3 04-UR, fabricada pela Sandvik, selecionada de acordo com o material usinado, forma e dimensões da peça. O porta-ferramenta selecionado segue a especificação padrão compatível com a pastilha de corte selecionada (SDJC R/L 2525M11). A Figura (5) mostra a montagem da ferramenta e porta-ferramenta na operação com a profundidade de corte utilizada, que será diferente em cada experimento. Os valores de d 2 utilizados foram 23 mm, 22 mm, 21 mm, e 20 mm, gerando profundidades de corte a p de, respectivamente, 0.5 mm, 1 mm, 1.5 mm, e 2 mm, com uso totalizado de 4 corpos de prova (Tab. 1). A rugosidade média da superfície R a esperada para a operação foi de 3,2 m, que condiz com o objetivo de se fazer a avaliação de uma operação de desbaste, dentro do campo de utilização usual do torno [START_REF] Referências Agostinho | Tolerâncias, ajustes, desvios e análise de dimensões[END_REF]. Definidas as dimensões de desbaste dos corpos de prova, foi utilizado o módulo de fabricação do SGF para fazer a otimização dos parâmetros de usinagem e o avanço máximo permitido foi calculado. A gama de avanços disponíveis na máquina e abaixo do avanço máximo permitido foi de 0,042 a 0,199 mm/rot, totalizando 20 avanços longitudinais dos 48 disponíveis no torno.

A otimização foi realizada optando-se pela condição de mínimo custo, considerando-se cada uma das 18 rotações disponíveis no torno, com o objetivo de saber qual delas contribuirá para a obtenção do menor custo de fabricação por peça, utilizando os dados de projeto d 1 , d 2 e l u (Tab. 1).

Após as simulações, verificou-se que os valores de custo e tempo de usinagem se repetiram para cada rotação e para todas as profundidades de corte. Foi observado que o avanço da ferramenta de corte (f), para todas as rotações, foi a máxima possível (0,199 mm/rot). O menor "custo direto" para o cilindramento foi obtido para a rotação de 1600 rpm do torno, no valor de R$ 0,064 por peça, para todas as 4 profundidades de corte (Fig. 6). É importante salientar que este custo não considera os custos indiretos, como por exemplo o custo da matéria-prima que é um custo fixo, independente da velocidade de corte. A velocidade de corte calculada em todas as simulações foi de 120,64 m/min.

Figura 6 -Gráfico com a relação entre o número de rotações do torno (n) e o custo de fabricação por peça (Kp)

Aplicando-se o valor do avanço de 0,199 mm/volta na Eq. ( 1), obtém-se um R a teórico de 3,19 μm. Aplicando-se o mesmo avanço na Eq. ( 7), obtém-se um R t teórico de 12,38 μm. Esses valores serão utilizados para comparação com as medições de rugosidade média e total e suas respectivas análises.

Montagem do experimento

O esquema de montagem dos experimentos é mostrado na Fig. (7). A ferramenta de corte foi montada sobre um dinamômetro com cristais piezelétricos montados no torno no lugar do cabeçote de espera. Com este dispositivo foi possível fazer a medição experimental da força de corte e da força passiva. A força de avanço foi medida experimentalmente, mas não foi considerada neste estudo, pois este componente não está diretamente relacionado à flexão da peça e sua interação com a rugosidade da superfície causada pela deflexão da peça. O suporte do portaferramentas foi alinhado com a direção transversal do torno com o auxílio de um relógio apalpador, para que o ângulo de posição da ferramenta  fosse mantido de acordo com a especificação do porta-ferramenta, com 93º.

A aquisição de dados durante a usinagem foi feita através de uma placa analógica-digital e armazenada em dados através do programa Catman®. Após cada experimento, a rugosidade média da superfície foi medida.

Figura 7. Esquema de aquisição de dados

Medição da Rugosidade

O rugosímetro utilizado para medição dos parâmetros de rugosidade média R a e total R t da superfície foi da marca Taylor Hobson, modelo Form Talysurf 10 com resolução de 0,0001μm e incerteza expandida de medição de 0,022 μm para um fator de abrangência k = 2. Após a fixação do corpo de prova foram feitas medições de rugosidade da superfície em 6 posições diferentes da superfície com o diâmetro final do experimento, exceto para o experimento 1, que teve a rugosidade medida em 3 posições, fazendo a rotação do corpo de prova a cada medição, utilizando cutoff de 0,25 mm. As medições nos dois parâmetros foram feitas de forma simultânea.

RESULTADOS EXPERIMENTAIS

As componentes da força de usinagem (F f , F c e F p ) do corpo de prova no tempo foram adquiridas simultaneamente (Fig. 8). Cada corte durou 5,6 segundos a uma frequência de aquisição de 2000 Hz, o que representa a aquisição de 75 pontos a cada rotação do torno. Foi selecionado, em cada experimento, um intervalo de 3,75 segundos, o que corresponde a 100 rotações do torno a 1600 rpm, totalizando 7500 pontos para análise. No experimento 1 onde usinouse com 0,5 mm de profundidade (Fig. 8a), observou-se que a força de avanço F f foi inferior à força passiva F p , que manteve-se em uma mesma faixa de valores em todos os quatro experimentos. Nos experimentos 2, 3 e 4 (Figs. 8b, 8c e 8d), observa-se o aumento da força de corte em cada experimento, com profundidade de corte de, respectivamente, 1 mm, 1.5 mm e 2 mm. O aumento da profundidade de corte e, consequentemente, da área da seção do cavaco (A D ), provocou o aumento da força de avanço F f a 36% de F c no experimento 1, 54% no experimento 2, 58% no experimento 3 e 60% no experimento 4.

Figura 8. Resultados de Forças

A partir dos resultados obtidos nos experimentos pode-se calcular os valores médios da força de usinagem F, resultante das forças monitoradas nos experimentos, para cada profundidade de corte. Um resumo destes valores pode ser observado na Tab. ( 2), considerando a força de avanço, a força passiva e a força de corte durante a usinagem. As rugosidades médias (R a ) e totais (R t ) da superfície, medidas após cada um dos experimentos podem ser observadas na Tab. (3). Nela são apresentados resultados com cutoff de 0,25 mm e os respectivos valores de incerteza de medição e fator de abrangência k. Os valores de rugosidade R a e R t medidos foram inseridos no módulo de medição do programa SGF, com o objetivo de obter o valor médio de rugosidade e sua incerteza expandida de medição. A incerteza expandida relatada U foi obtida no módulo de medição do SGF, através de uma incerteza padronizada combinada, multiplicada por um fator de abrangência k, fornecendo, assim, um nível de confiança de aproximadamente 95%.

AVALIAÇÃO DOS RESULTADOS

Ao analisar os resultados obtidos nos experimentos, foi verificado que os valores nominais da rugosidade média da superfície ficaram abaixo do valor teórico de 3,19 m para a p = 0,5 mm e 1 mm e acima do valor teórico para a p = 1,5 mm e 2 mm, porém, considerando-se a incerteza de medição, todos os valores de R a contemplam o valor teórico. Os valores de rugosidade total de superfície R t ficaram acima do valor teórico de 12,38 m, em todos os experimentos, ficando também fora da faixa de incerteza de medição calculada.

Os dados apresentados na Tab. ( 4) correspondem aos valores médios de força e rugosidade de superfície encontrados e ordenados em ordem crescente de rugosidade média da superfície. 5503 ± 2,7559 96,1 124,4 270,5 312,9 1,0 2,9267 ± 0,2592 16,0273 ± 2,2476 337,1 177,8 628,8 735,6 1,5 3,2215 ± 0,3140 18,3812 ± 2,0587 536,9 187,4 925,3 1086,5 2,0 3,2085 ± 0,8404 19,0753 ± 4,6018 727,3 179,0 1207,9 1421,7 Na Figura (8) e na Tab. ( 4), percebe-se que a força passiva não varia de forma significativa, pois esta influencia na deflexão da peça e não na pressão específica de corte. Nota-se também que a força de avanço tem um crescimento de 657% entre as profundidades de corte de 0,5 mm e 2 mm e que, neste mesmo intervalo, a força de corte aumentou 347%.

Relação entre a Rugosidade de Superfície e a Força de Usinagem

Com o objetivo de quantificar a relação entre a rugosidade de superfície e a força de usinagem, foram calculadas, a partir de regressões lineares, as funções apresentadas nas Eqs. ( 8) e ( 9). Com estas funções, é possível calcular quais os valores das forças de usinagem F que proporcionam uma rugosidade média da superfície R a = 3,19 m e rugosidade total da superfície R t = 12,38 m.

As função que relaciona a força F em função da rugosidade média da superfície, de acordo com os experimentos apresentados, é:

R a (F) = 0,00066F + 2,45885 (8) 
Observa-se na Fig. ( 9a) que um progressivo aumento da força de usinagem correspondente a um aumento progressivo de R a . A diferença de 20,6% na rugosidade média da superfície corresponde a uma diferença de aproximadamente 346,5% na força de usinagem como pode ser visto na função da Eq. ( 8). Aplicando-se esta equação, verificamos que um valor de rugosidade R a = 3,19 µm corresponderia a uma força de usinagem F de 912,84 N. A rugosidade R a apresenta uma piora a medida em que a profundidade de corte a p é alterada em 0,5mm, porém, de a p = 1,5 mm para a p = 2 mm acontece uma melhora do valor nominal da rugosidade, porém, com incerteza de medição 2,7 vezes maior (Fig. 9b). Analisando a função referente à rugosidade total da superfície, o aumento de 22,7% de R t corresponde a um aumento aproximado de 346,5% da força de usinagem, como visto na Fig. (10a). A regressão linear da força de usinagem gerou a Eq. ( 9): R t (F) = 0,00374F + 13,94909

Não foi possível fazer a extrapolação valor de F para R t = 12,38 µm pois resultaria em força F negativa.

A rugosidade R t apresentou piora a cada aumento de profundidade a p (Fig. 10b), corroborando com a análise feita em relação à força F. Neste trabalho foi realizado um procedimento experimental para comparar as rugosidades da superfície R a e R t teóricas com a produzida pela operação de usinagem em um processo cujos parâmetros foram definidos pelo programa SGF. O estudo mostra que a força de usinagem, avaliada através de seus componentes, influencia diretamente na rugosidade R t , mas não influencia de forma significativa na rugosidade R a . A piora da rugosidade de superfície ficou evidenciada quando se utilizou o parâmetro R t como referência, sendo que a força passiva foi a que menos exerceu influência, na ordem de 4,19%; a força de corte influenciou em 33,09% do resultado e a força de avanço contribuiu com 62,72% da piora da rugosidade total da superfície. Os valores apresentados indicam que a diminuição da força de usinagem aplicada durante o processo resulta em melhora da rugosidade total da superfície, o que não é considerado pelo SGF.

A medida nominal da rugosidade R t foi no mínimo 25,6% acima do valor teórico calculado no programa SGF. O aumento da profundidade de corte influenciou o aumento das forças de corte e avanço, conforme o esperado, mas tal fenômeno não ocorreu de forma linear, onde os parâmetros de corte se mantiveram constantes e apenas a profundidade de corte variou.

Foram propostas relações empíricas entre as forças aplicadas na usinagem e as rugosidades média e total da superfície gerada, que podem contribuir para a determinação, no programa SGF, da força de usinagem máxima a ser aplicada na peça para uma operação de desbaste com o menor custo e a melhor rugosidade superficial. Espera-se que, como continuação a este trabalho, possa ser acrescido ao programa as influências da força de usinagem, a sua influência no parâmetro R t de rugosidade e de fenômenos dinâmicos associados a ela.

Figura 1 .

 1 Figura 1. Interface do módulo de manufatura SGF com a fórmula expandida de Taylor (OLIVEIRA, 2009)

Figura 4 .

 4 Figura 4. Vista do corpo de prova pré-usinado (cotas em mm) O torno convencional Nardini, modelo Mascote MS 205 x 1000 foi utilizado para a execução dos experimentos em função da agilidade para composição dos parâmetros de corte na mesma, da flexibilidade para montagem dos sensores e da disponibilidade na instituição de pesquisa. O torno possui uma gama de 18 rotações disponíveis com 48 avanços longitudinais e 48 avanços transversais.A ferramenta de corte selecionada foi a pastilha de metal duro DCMT 11 T3 04-UR, fabricada pela Sandvik, selecionada de acordo com o material usinado, forma e dimensões da peça. O porta-ferramenta selecionado segue a especificação padrão compatível com a pastilha de corte selecionada (SDJC R/L 2525M11). A Figura (5) mostra a montagem da ferramenta e porta-ferramenta na operação com a profundidade de corte utilizada, que será diferente em cada experimento.

Figura 5 .

 5 Figura 5. Montagem do corpo de prova no torno 5.2. Seleção dos parâmetros de usinagem Os parâmetros para usinagem dos corpos de prova foram definidos utilizando o módulo de fabricação do SGF. Para que fosse possível avaliar o comportamento do conjunto máquina-ferramenta-peça, foi tomada como variável nesta etapa de otimização, o diâmetro final d 2 , que consequentemente tornou variável o valor da profundidade de corte a p , em função de d 2 .Os valores de d 2 utilizados foram 23 mm, 22 mm, 21 mm, e 20 mm, gerando profundidades de corte a p de, respectivamente, 0.5 mm, 1 mm, 1.5 mm, e 2 mm, com uso totalizado de 4 corpos de prova (Tab. 1). A rugosidade média da superfície R a esperada para a operação foi de 3,2 m, que condiz com o objetivo de se fazer a avaliação de uma operação de desbaste, dentro do campo de utilização usual do torno[START_REF] Referências Agostinho | Tolerâncias, ajustes, desvios e análise de dimensões[END_REF].

Tabela 2 .

 2 Valores médios de F f , F p , F c e F = 0,5 mm) 96,1 ± 10,0 124,4 ± 6,6 270,5 ± 19,0 312,9 ± 21,5 2 (ap = 1 mm) 337,1 ± 23,9 177,8 ± 18,6 628,8 ± 43,2 735,6 ± 48,5 3 (ap = 1,5 mm) 536,9 ± 35,3 187,4 ± 26,3 925,3 ± 63,8 1086,5 ± 71,4 4 (ap = 2 mm) 727,3 ± 43,7 179,0 ± 27,2 1207,9 ± 74,3 1421,7 ± 83,6

Tabela 4 .

 4 Medição das rugosidades médias e totais das superfícies, valores médios de F f , F p , F c e F a p (mm) R a Médio (m) R t Médio (m) F f (N) F p (N) F c (N)

  de análise entre a Rugosidade Média da Superfície, a Força de Usinagem e a Profundidade de Corte

  

Tabela 3. Medição das rugosidades médias e totais das superfícies Experimento a p (mm) R a Médio (m) Incerteza U (m) Fator k R t Médio (m) Incerteza U (m) Fator k

  

	1	0,5	2,6596	± 0,6948	4,5266	15,5503	± 2,7559	4,5266
	2	1,0	2,9267	± 0,2592	2,6487	16,0273	± 2,2476	2,6487
	3	1,5	3,2215	± 0,3140	2,6487	18,3812	± 2,0587	2,6487
	4	2,0	3,2085	± 0,8404	2,6487	19,0753	± 4,6018	2,6487

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